Как влияет на величину остаточных деформаций увеличение скорости сварки

Главная » Статьи » Как влияет на величину остаточных деформаций увеличение скорости сварки

ЗОНА ПЛАСТИЧЕСКИХ ДЕФОРМАЦИЙ ПРИ СВАРКЕ ВСТЫК. УСАДОЧНАЯ СИЛА

СВАРОЧНЫЕ ДЕФОРМАЦИИ И НАПРЯЖЕНИЯ

На величину зоны пластических деформаций оказывают влия­ние режим сварки, свойства металла и жесткость свариваемого элемента. Влияние свойств металла проявляется главным образом через предел текучести металла, модуль упругости и коэффициент линейного расширения. Чем выше предел текучести металла, тем Уже зона пластических деформаций. Чем выше модуль упругости и коэффициент линейного расширения металла, тем шире зона пластических деформаций.

Основными параметрами режима сварки являются эффектив­ная удельная мощность и скорость сварки vc. При сварке

широких пластин с возрастанием удельной мощности увеличи­вается ширина зоны пластических деформаций. Изменение ско­рости сварки при постоянном и незначительном влиянии тепло­отдачи приводит к пропорциональному изменению размеров изо­терм без искажения их формы. показана эпюра пластических деформаций, возникающих на ста­дии охлаждения. Ширина зоны пластических деформаций 2Ьп равна отрезку AAV

Рассмотрим, как будет изменяться зона пластических дефор­маций при сварке пластин конечной ширины, обладающих опре­деленной жесткостью. Расширение металла от нагрева вызовет при прохождении источника тепла некоторое удлинение пластины на величину Ан (рис. 33, б). Это, в свою очередь, повлечет за собой уменьшение ширины зоны пластических деформаций, которая будет выражаться отрезком DDl = 2ЬПі (см. рис. 33, б). При осты­вании возникнут в основном металле сжимающие напряжения и произойдет укорочение пластины на величину Аи (рис. 33, в). 54

Эпюра остаточных упругих деформаций показана на рис. 33, в. Б данном примере ширина зоны растягивающих напряжений 2ЬР меньше ширины зоны пластических деформаций 2ЬПі, которая, в свою очередь, меньше ширины зоны пластических деформа­ций 2Ьп при сварке абсолютно жесткой пластины. Таким образом, уменьшение жесткости детали, как правило, приводит к умень­шению ширины зоны пластических деформаций. при сварке является основной задачей в теории сварочных напряжений и деформаций. Зная решение этой задачи, можно определить распределение остаточных напря­жений, а используя понятие об усадочной силе, можно перейти к определению деформаций сварных конструкций.

В книге И. П. Трочуна [111] методы расчета сварочных на­пряжений и деформаций разделены на две основные группы: 1) расчет остаточных напряжений и деформаций по внутреннему усилию в сварных швах (метод Г. А. Николаева) и 2) расчет де­формаций и напряжений по деформациям волокон в свариваемых деталях. В книге [111] эти методы противопоставлены друг другу и первый метод признан ошибочным. В этой связи следует заметить, что при существующей в настоящее время точности опре­деления сварочных напряжений и деформаций приближенными способами, а также при большом количестве принятых допущений ;;оба названных метода практически равноценны.

Метод расчета сварочных напряжений и деформаций по уса­дочному усилию признан ошибочным в книге [111] на том осно­вании, что он, якобы, «таит в себе существенные теоретические и практические недостатки» и принимает, «что активное внутрен­нее усилие Р считается приложенным к сварному соединению как к теду, свободному от напряженного состояния». = -3,53-10-4,

qn — эффективная погонная энергия сварочного источника тепла в кал/см;

2 V — сумма произведений остаточных пластических дефор­маций на площадь, занимаемую ими, в см2.

Действительно, площадь DEE1D1 (см. рис. 33, в), пропорцио­нальная усадочной силе, отличается от площади ABByAx (см. рис. 33, а) тем, что в состав ее входит площадь ВЕЕ1В1 и не входит

Рис. 34. Эпюры остаточных деформаций в случае, когда остаточные напряжения не достигают от

площадь ADDlA1. Если пло­щадь BEEiBx равна пло­щади ADDxAx, то усадочная сила не зависит от жесткости F, детали. Строгого доказатель-

£)] ] II ства равенства этих площа — I дей друг другу нет, точно

так же, как и нет доказа­тельства того, какая в дей­ствительности существует зависимость между ними. Н. О. Окерблом в работе [86], предполагая, что кри­вая АС (см. рис. 33, а) описывается гиперболой и что Дн = получил равенство площадей АВВхАх и ДЕДДД. И. П. Трочун исходит из другой также не совсем точной предпосылки, что кри­вая АС является прямой вертикальной линией. В этом слу­чае Sadd1a1 — 2bnAH, a SBee, b, =2bn (Д„ + ДД и разность пло­щадей получается равной 2ЬпАу, т. е. усадочная сила возрас­тает с уменьшением жесткости детали.

В настоящее время получают распространение металлы, у ко­торых о0Ст

На рис. 34, б показана эпюра остаточных деформаций при сварке пластины ограниченной ширины. Усадочная сила, пропор­циональная площади DBBxDx, меньше усадочной силы при сварке абсолютно жесткой пластины. Даже если исходить из предпо­сылки о вертикальности линии АВ, то величина усадочной силы

будет уменьшаться в менее жестких пластинах. Таким образом, в зависимости от конкретных условий могут встречаться различ­ные случаи изменения усадочной силы с изменением жесткости конструкций. В низкоуглеродистых и низколегированных сталях усадочная сила возрастает при уменьшении жесткости конструк­ции. Это вытекает из опыта применения зажимных приспособлений.

Рассмотрим теперь существующие зависимости величины уса­дочной силы от условий сварки, предложенные различными ав­торами. F. После умножения последней величины на модуль упру­гости Е получаем усадочную силу в кГ:

(81)

Аналогичная зависимость принята С. А. Кузьминовым

(82)

И. П. Трочун также предложил зависимости между усадочной силой и режимом сварки [111]. Однако отсутствие четкой коли­чественной связи между усадочной силой и шириной свариваемой пластины делает их неудобными для практического использо­вания.

Фактическая величина усадочной силы, определяемая по ре­зультатам измерения остаточных напряжений на низкоуглероди­стых и низколегированных сталях, дает меньшую величину, чем следует из формулы (81). Это, вероятно, связано с тем, что экспери­ментальные проверки формулы (81) проводились в предположе­нии несколько заниженного к. п. д. процесса сварки, который при­нимался равным 0,55.

При дуговых способах однопроходной сварки встык ширина зоны пластических деформаций в низкоуглеродистых и низколе­гированных сталях может приближенно определяться путем де­ления величины усадочной силы на произведение 8

msd. com.ua

Основные мероприятия по уменьшению напряжений и деформаций при сварке

СВАРКА И РЕЗКА МЕТАЛЛОВ

Величину собственных напряжений и связанных с ними дефор­маций, возникающих при сварке изделия, можно значительно уменьшить, но для этого необходимо выполнять следующие требо­вания:

1. Правильно выбирать конструкцию сварного изделия.

2. Рационально располагать сварные швы на изделии.

3. Применять соответствующие методы сборки и сварки изде­лий и использовать приспособления.

4. Правильно выбирать тепловой режим сварки.

5. В правильной последовательности выполнять сварные швы.

6. Использовать предварительный и сопутствующий подогрев при сварке.

7. Подвергать механической или термической правке изделия.

8. Подвергать термической обработке изделия после сварки.

Выполнение перечисленных требований позволит или полно­стью уничтожить в изделии собственные напряжения и деформации, или уменьшить их настолько, что они станут уже неопасными для прочности конструкции в целом.

С целью уменьшения деформаций и напряжений при сварке можно руководствоваться следующими общими рекомендациями:

1. Применять для сварных конструкций такие марки основного металла и электродов, которые не склонны к закалке при остыва­нии на воздухе и дают достаточно пластичный (нехрупкий) металл шва.

2. Не создавать в конструкции, особенно работающей при уда­рах и вибрациях, скоплений большого количества сварных швов и их пересечений друг с другом, а также избегать применения коротких швов замкнутого контура, так как в подобных местах неизбежно происходит концентрация собственных напряжений.

3. Использовать, если это возможно, симметричное расположе­ние ребер жесткости в конструкциях.

4. Ограничивать применение накладок и косынок.

5. Применять по возможности стыковые швы, так как они дают наименьшую концентрацию напряжений.

6. Внедрять секционное изготовление конструкций с последую­щей сваркой готовых узлов, а также использовать штампованные и литые детали для узлов сложной Еонфигурации. В этом случае уменьшается неблагоприятное влияние жестких связей между отдельными деталями, образуемых сварными швами.

7. Преимущественно применять швы с глубоким проплавлением, а также методы полуавтоматической и автоматической сварки под флюсом, дающие большую скорость сварки, требующие малых зазоров между листами и обусловливающие более равномерное остывание шва.

При полуавтоматической и автоматической сварке величина напряжений и деформаций меньше, чем при ручной.

8. Пользоваться сборочно-сварочными приспособлениями и кондукторами, способствующими осуществлению заданной точно­сти сборки, получению швов равномерного сечения и соблюдению нужной последовательности сварки. Если зажимы кондукторов допускают перемещение деталей от усадки при сварке, то это сни­жает напряжения. При жестком закреплении свариваемых деталей остаточные напряжения после сварки и снятия детали с кондук­тора снижаются вследствие того, что в процессе сварки металл шва получает необходимую пластическую деформацию при осты­вании.

9. Правильно выбирать тепловой режим нагрева основного металла при сварке. Если при сварке допускается свободное пере­мещение детали или основной металл склонен к закалке, то следует применять более мощный тепловой режим. Этим увеличивается объем разогреваемого металла и замедляется остывание.

Чтобы уменьшить скорость охлаждения после сварки и раз­ность температур между нагретыми и холодными частями изделий, при сварке закаливающихся сталей или металла больших толщин, а также сварке при низких окружающих температурах следуетприменять предварительный или сопутствующий подогрев изделия в целом или околошовной зоны его.

Температура подогрева определяется свойствами металла и составляет: для стали 500—£00°, чугуна 700—800°, алюминия 250—270°, бронзы 300—400°. Низкотемпературный подогрев до 100—200° применяется в случае сварки стали при низких окружаю­щих температурах.

При сварке в стык жестко закрепленных деталей нужно ис­пользовать менее мощные тепловые режимы и применять электро­ды, дающие пластичный наплавленный металл.

HllljlMUri Iiutjiiiutnrir

Рис. 57. Правильная последовательность наложения швов при сварке листов: а—настила, б — двутавровой балки

J-)

а)

[+>

Ю

Рис. 58. Напряжения от поперечной усадки в про­дольном сечении шва:

а — при сварке иа проход, 6 — при сварке от краев шва к середине: (—) — напряже­ния сжатия, н4 — напряже­ния растяжения

10. В правильной последовательности накладывать швы. По­следовательность наложения швов должна быть такой, чтобы в свариваемых элементах, например листах, допускалась свобод­ная деформация. Так, например, при сварке нескольких листов продольными и поперечными швами сначала накладывают все по­перечные швы, соединяющие отдельные листы в полосы. После этого можно сваривать продольные швы, соединяющие эти полосы между собой. В этом случае свариваемые части листов не будут жестко закреплены между собой и смогут свободно деформи­роваться при сварке. На рис. 57 цифрами показана правильная

последовательность наложения швов при сварке листов настила (рис. 57, а) и двутавровой балки (рис. 57, б).

Сварку швов нужно производить на проход или от середины шва к его концам. В этом случае в середине шва будут возникать поперечные напряжения сжатия (рис. 58. а). Если же вести свар­ку шва от его концов к середине, то в середине появятся поперечные напряжения растяжения (рис. 58, б), отчего в шве или околошов — ной зоне может образоваться трещина.

11. Применять многослойную дуговую сварку швов больших толщин (свыше 20—25 мм). В этих случаях швы накладывают гор-

Ось горни Рис. 59. Последовательность наложения швов при многослойной сварке: а — горкой, б — каскадом

кой (рис. 59, а) или каскадом (рис. 59, б). При сварке горкой пер­вый слой шва имеет небольшую длину порядка 200—300 мм. Вто­рой слой перекрывает первый и имеет длину в два раза большую. Третий слой длиннее второго на 200—300 мм и т. д.

Заполнив горку, сварку ведут в обе стороны от нее короткими валиками тем же способом. При этом зона сварки все время поддер­живается в нагретом состоянии, что обеспечивает более равномер­ное распределение тепла в металле и уменьшает напряжения.

12. Производить в случае необходимости легкую проковку каж­дого слоя многослойного шва ударами пневмозубила. Последний слой проковке не подвергается. Однако способ этот весьма трудоем­кий, требует наличия пневмоинструмента, создает шум в цехе и поэтому может быть рекомендован только в отдельных случаях, когда нельзя пользоваться другим методом.

13. С целью уменьшения коробления свариваемых деталей на­кладывать швы в обратно-ступенчатом порядке. Чем короче шов, тем меньше деформируется изделие. Длинные швы делят на участ­ки длиной 150—200 мм с таким расчетом, чтобы каждый участокмог быть сварен одним электродом или целым числсм электродов. Сварку ведут в порядке, указанном на рис. 60, начиная от начала шва или его середины. Каждый последующий слой накладывают ц обратном направлении по отношению к предыдущему. В этом случае деформации, возникающие при наложении двух соседних коротких участков шва, будут иметь противоположное направле­ние. Стыки участков разных слоев должны располагаться вразбеж­ку, а не совпадать друг с другом. Уменьшение деформаций при обратно-ступенчатом способе наложения шва объясняется тем, что

Прпвттпп НепраВипьт Рис. 61. Уравновешивание деформа­ций

Рис. 60. Обратно-ступеичатый поря­док наложения швов

)5 И ‘3 ‘2 П Ю 9 непрерывный шов

в этом случае нагрев металла распределяется более равномерно. Весь шов получает равномерные деформации, как это схематически показано на рис. 60 (внизу).

14. Уравновешивать деформации, для чего порядок наложения швов выбирается такой, чтобы последующий шов вызывал дефор­мации, обратные тем, которые возникли при наложении предыду­щего шва. На рис. 61, а показан порядок наложения швов при сварке балки двутаврового сечения. Деформации шва 2 действуют в направлении, противоположном деформациям шва 1, выпрямляя балку, покоробившуюся при сварке шва 1. То же имеет место при наложении швов 3 и 4. Можно также сваривать швы балки без ис­кривления, в таком порядке: 1,4,3 и 2. На рис. 61, б цифрами по­казан порядок наложения валиков при продольной наплавке круг­лого стержня. Валики следует накладывать с разных сторон стерж­ня на небольшой его ширине. Не следует наплавлять сна­чала одну половину стержня, а затем вторую, так как в этом слу­чае первоначальные деформации могут полностью не уничто­житься.

15. Использовать обратные деформации. В детали искусственно перед сваркой вызывают деформацию, обратную тем, которые она должна получить при сварке. На рис. 62 показаны примеры при­менения обратных деформаций. Обратные деформации обычно ис­пользуются в конструкциях, у которых сварные швы расположены только с одной стороны от оси изделия или на разных расстояниях от нее.

16. Применять искусственное охлаждение детали в процессе СЕарки, что уменьшает зону нагрева металла и деформацию изде­лия. Для охлаждения изделие погружают в воду, оставляя на поверхности только место сварки, или кладут под шов толстую подкладку из красной меди, которая вследствие своей высокой теплопроводности хорошо отводит тепло. Использование медных подкладок дает хороший результат при сварке тонколистового

Предварительный выгиб Рнс. 62. Примеры использования обратных деформаций

Ю 2D мм на /м ш8а

материала, нержавеющей стали, когда необходимо обеспечить хо­роший отвод тепла, во избежание сильного перегрева и коробле — ни і изделия. Иногда медные подкладки дополнительно охлаждают водой, пропуская ее по каналам, сделанным в подкладке.

17. Применять отжиг или нормализацию изделия после сварки. Отжиг или нормализация полностью устраняют внутренние на­пряжения в изделии, возникающие при сварке.

18. Применять метод холодной или горячей правки изделий после сварки. Холодная правка производится домкратами, прес­сом, ударами молота или кувалды со стороны наибольшего выгиба изделия, которое стремится деформировать в обратном направле­нии. Этот способ довольно дорогой, трудоемкий и может привести к появлению трещин и разрывов в швах и основном металле.

При горячей правке осуществляется местный нагрев сварочны­ми горелками до температуры пластического состояния участка металла на выпуклой стороне изделия. При остывании на этом уча-

стке возникают напряжения растяжения, выпрямляющие изде­лие. Этот метод прост и эффективен. Для устранения остаточных напряжений после холодной или горячей правки, если это требует­ся по условиям работы конструкции, производят термообработку сварного изделия.

Сварка – технологический процесс, используемый на многих производствах, для соединения деталей путем их нагрева и установления межатомных связей. Существует более ста видов сварки, которые классифицируются по различным признакам. Классификация по …

Такая технология гравировки, резки и раскроя материала использует лазер высокого уровня мощности. Лазерный луч, который сфокусирован, двигается в графической программе по траектории отрисованного эскиза. Используются разные материалы: двухслойный пластик, органическое …

Как правильно выбрать сварочный кабель? На обеспечение бесперебойной работы сварочного оборудования, а также длительность его эксплуатационного срока зависит то, как правильно выбрать сварочный кабель. Необходимо, чтобы это было приспособление высокого …

msd.com.ua

Сварочная ванна

Объем расплавленного металла, образующийся при сварке плавлением под воздействием источника тепла, называют сварочной ванной. Различают сварочную ванну первого типа, образующуюся, например, при дуговой или газопламенной сварке, и второго типа, образующуюся при электрошлаковой сварке. Рассмотрим подробнее сварочную ванну первого типа, поскольку она встречается чаще (рис. 1).

Рис. 1. Схема образования шва при дуговой сварке:  1 — линия (зона) сплавления; 2 — частично оплавленные зерна основного металла; 3 — столбчатые кристаллиты; 4 — кристаллизационные слои; 5 — автономные неориентированные кристаллиты; S — толщина свариваемой кромки; h — глубина проплавления; е — ширина шва; q — высота усиления шва

Первичная кристаллизация металла сварочной ванны

Процесс кристаллизации металла состоит из трех стадий. Это переохлаждение жидкого металла, образование центров кристаллизации и рост кристаллитов от этих центров.

Переохлаждение — это охлаждение жидкого металла до температуры ниже температуры его плавления. От наличия переохлаждения зависит вторая стадия процесса кристаллизации: образование центров кристаллизации, зародышей будущих кристаллитов. Атомы расплавленного металла не могут самопроизвольно сложиться в кристаллиты. Необходимо, чтобы в расплаве была готовая твердая поверхность, на которой будут откладываться атомы из жидкого металла, нужны твердые зародыши будущих кристаллитов — центры кристаллизации.

Расплав чистых металлов имеет однородный (гомогенный) состав, в нем нет примесей и посторонних включений. Если такой расплав охлаждать, то его переохлаждение будет увеличиваться до критического значения. Например, для железа это на 295 0С, для меди на 263 0С, для алюминия на 135 0С ниже температуры плавления. При таком переохлаждении в жидкости начинают создаваться устойчивые группировки атомов, некоторые из которых становятся центрами кристаллизации. Такие зародыши образуются сразу во всем объеме жидкости, кристаллиты растут на них во всех направлениях, мешая друг другу. Получается мелкозернистая однородная структура с хорошими механическими свойствами.

Однако при сварке гомогенного расплава не бывает. Металл сварочной ванны неоднородный (гетерогенный). В нем могут быть не полностью расплавившиеся частицы основного, присадочного или легирующих материалов, он контактирует по границам ванны с частично оплавленными зернами основного металла. Эти твердые поверхности при сварке являются гетерогенными зародышами кристаллитов. Такие зародыши можно создавать искусственно, например вводя в сварочную ванну порошки элементов-модификаторов. Более тугоплавкие частицы этих элементов, находясь в металле ванны во взвешенном состоянии, служат центрами кристаллизации, что измельчает структуру шва и улучшает его свойства. При сварке стали модифицировать металл шва можно, вводя в хвостовую часть ванны железные опилки.

Рис. 2. Схема кристаллизации металла в сварочной ванне

Вторичная кристаллизация и строение сварного соединения

С затвердеванием металла шва структурные превращения в нем не заканчиваются. Например, при сварке стали первичные кристаллиты сразу после их образования состоят из аустенита — твердого раствора углерода и легирующих элементов в γ-железе, существующего при высоких температурах (750… 1500 0С ). В процессе охлаждения аустенит распадается, превращаясь в зависимости от состава стали и скорости охлаждения в другие фазы: пластичный феррит, более прочный перлит и прочный, но малопластичный мартенсит. Скорость охлаждения зоны сварки обычно велика, и структурные превращения не успевают произойти до конца. Следовательно, меняя скорость охлаждения сварного соединения, подогревая или искусственно охлаждая его, можно в некоторых пределах управлять вторичной кристаллизацией металла шва и его механическими свойствами. Теплота, выделяемая источником нагрева, при сварке распространяется в основной металл. Его участки нагреваются до температуры плавления на границе сварочной ванны и имеют температуру окружающей среды вдали от нее. Это не может не сказаться на структуре металла. Зону основного металла, в которой в результате нагрева и охлаждения металла происходят изменения структуры и свойств, называют зоной термического влияниия (ЗТВ). Каждая точка в ЗТВ в зависимости от расстояния до оси шва достигает различной максимальной температуры, нагревается и охлаждается с различными скоростями. Изменение температуры данной точки во времени называют термическим циклом. Каждая точка ЗТВ имеет при сварке свой термический цикл. Значит, металл в ЗТВ подвергается в результате сварки нескольким видам термической обработки. Поэтому в ЗТВ наблюдаются четко выраженные участки с различной структурой и свойствами.

У каждого свариваемого материала в ЗТВ будут свои, характерные для этого материала, структурные участки. Наиболее наглядна эта структурная неоднородность ЗТВ при сварке плавлением низкоуглеродистой стали (рис. 3). Непосредственно к металлу шва примыкает участок неполного расплавления 1. Это тонкая (в несколько микрон) переходная полоска от металла шва к основному металлу, состоящая из частично оплавленных зерен основного металла. Металл участка неполного расплавления химически неоднороден, в нем концентрируются напряжения. Этот участок сильно влияет на свойства соединения в целом. За ним следует участок перегрева 2, В нем металл нагревается до температуры выше 1130 0С, зерно успевает сильно вырасти и при охлаждении не измельчается. Здесь возможно выделение пластичной фазы — феррита — не по границам зерен, а внутри их в виде иголок или пластинок. Такая структура называется видманштедтовой. Она обладает плохими механическими свойствами, в частности низкой ударной вязкостью. Участок неполного расплавления и участок перегрева вместе называют околошовной зоной. При температуре 900… 1100 0С образуется участок нормализации (полной перекристаллизации) с мелкозернистой структурой. В этом участке длительность пребывания металла при высокой температуре невелика, зерно не успевает вырасти, а при охлаждении — измельчается. Поэтому металл здесь имеет самые высокие механические свойства. Участок 4 неполной перекристаллизации определяется диапазоном температуры 723. ..900 0С. Конечная структура на этом участке состоит из крупных зерен, не успевших пройти перекристаллизацию, и расположенных между ними мелких зерен, образовавшихся при перекристаллизации. По механическим свойствам металл здесь хуже, чем на участке нормализации 3, но лучше, чем на участке перегрева. На участке рекристаллизации 5 металл нагревается до температуры 500…723 0С. Структура его не изменяется, но если сваривался металл, подвергавшийся холодной прокатке, или легированный металл после термообработки (например, закалки), то на этом участке восстановится исходная структура металла. При этом несколько уменьшится прочность, но возрастет пластичность металла.

Рис. 3. Структура зоны термического влияния при сварке плавлением низкоуглеродистой стали:  а — распределение максимальной температуры; б — термические циклы точек ЗТВ; в — структурные участки ЗТВ

На участке 6, нагревающемся до температуры ниже 500 0С, видимых изменений структуры не происходит. Однако металл здесь охлаждается очень медленно, подогреваясь от соседних участков, и поэтому вплоть до температуры 100 0С по границам зерен могут выделяться микроскопические частицы примесей. Это явление называют старением металла. В результате старения снижается вязкость, чему также способствуют образующиеся в процессе сварки пластические деформации металла вследствие его теплового расширения. Охрупчивание металла, нагревавшегося до температуры, при которой образуются синие цвета побежалости (200…400 0С ), называют синеломкостью, а участок 6 — участком синеломкости.

Ширина зоны термического влияния зависит от количества тепловой энергии, приходящейся на единицу длины шва, — погонной энергии. При ручной дуговой сварке, например, стали ширина ЗТВ составляет 5…6 мм, при газопламенной сварке она доходит до 25 мм.

1. Зона термического влияния в сварном соединении.

Зона термического влияния (околошовная зона) – участок металла, испытывающий воздействие высоких температур сварочной дуги.

В зависимости от температуры нагрева, структурных и физико-механических изменений в зоне термического влияния различают следующие участки:1 – неполного расплавления; 2 – перегрева; 3 – нормализации; 4 – неполной перекристаллизации; 5 – рекристаллизации; 6 – синеломкости.

 1)Наплавленный металл в термическом цикле находится в температурном режиме свыше 1500°С.

И имеет структуру металла столбчатой формы с пониженными механическими свойствами.

Наплавленный металл-это основной шов в сварном соединение.

2)Участок неполного расплавления происходит в температурном режиме от свыше 1400°С. Свыше 1500°С имеющий структуру металла крупно-зернистую с повышенной хрупкостью.

Этот участок является переходным от наплавленного металла к основному, и в сварном соединение является линией сплавления, самое слабое звено сварного шва.

3)Участок пергрева находится в границах нагрева металла от 1100°С до свыше 1400°С, где происходит рост зерна что снижает механические свойства сталей. На участке перегрева часто происходит разрушения в виде трещин.

4)Участок нормализации происходит на границах нагрева от свыше 800°С до 1100°С здесь происходит полная перекристаллизация (изменение кристаллической решетки). Металл этой зоны имеет мелкозернистую структуру и хорошие механические свойства . Обладает высокой прочностью, пластичностью, даже большей чем основной металл.

5)Участок неполной перекристализации включает в себя металл, образующийся при нагреве свыше 700°С до 900°С. Этот участка состоит из крупных зерен, не прошедших перекристаллизацию, и скопление мелких зерен, прошедших перекристаллизацию. Механические свойства металла участка в связи со смешанной структурой невысокие. В сварном шве он является промежуточным положением между сварным швом и основным металлом.

6)Участок рекристаллизации образуется при нагреве от температуры свыше 500°С до свыше 700°С. На участке происходит восстановление формы и размера зерен.

7)Участок синеломкости включает в себя металл, образующийся при температуре от 200°С до свыше 500°С. Участок, по структуре металла не отличается от основного металла, однако имеет несколько пониженные пластичность и вязкость, и большую склонность к образованию трещин.

Ширина околошовной зоны зависит от толщины металла, вида и режима сварки. При ручной дуговой сварке она составляет обычно 5-6 мм, при автоматической сварке под слоем флюса ЗТВ составляет 2,5 мм и т.д.

1. Напряжения и деформация при сварке. Горячие и холодные трещины.

Любое силовое воздействие на тело сопровождается возникновением в нем напряжений и развитием деформаций.

Напряжением называют силу, отнесенную к единице площади сечения тела: о = P/F, где о — напряжение, МПа; Р — действующее усилие, Н; F — площадь поперечного сечения детали, м2.

В зависимости от характера приложенных сил различают напряжения растяжения, сжатия, изгиба, кручения и среза.

Деформацией называют изменение размеров или формы тела под действием приложенных к нему сил. Деформации могут быть упругими и пластическими. Если размеры и форма тела восстанавливаются после прекращения силового воздействия, то такая деформация является упругой. Деформацию, остающуюся после снятия нагрузки, называют пластической или остаточной.

Помимо напряжений и деформаций, возникающих в деталях под действием приложенных нагрузок, в них могут быть так называемые собственные напряжения и деформации и существующие в телах при отсутствии внешних сил. К ним относятся и сварочные напряжения и деформации, наблюдаемые в свариваемых деталях. В зависимости от продолжительности существования их разделяют на временные, существующие в период выполнения сварки, и на остаточные, устойчиво сохраняющиеся в течение длительного времени после сварки. В зависимости от характера и объемов распределения напряжения различают одноосные (линейные), двуосные (плоскостные) и трехосные (объемные), а также напряжения I рода (в макрообъемах тела), II рода (в пределах кристаллических зерен металла) и III рода (в пределах кристаллической решетки).

Сварочные деформации обычно характеризуют прогибами элементов, углами поворота, укорочениями, величинами выхода точек тела из плоскости равновесия и др. (рис. 1).

Деформации, приводящие к изменению размеров всего изделия, искривлению его геометрических осей, называют общими. А деформации, относящиеся к отдельным участкам его, называют местными.

Причины возникновения напряжений и деформаций при сварке

Основными причинами возникновения собственных напряжений и деформаций в сварных соединениях и конструкциях являются неравномерное нагревание металла при сварке, литейная усадка, структурные и фазовые превращения в затвердевающем металле при охлаждении.

Горячие трещины — хрупкие межкристаллические разрушения металла шва и околошовной зоны, возникающие в твердо-жидком состоянии в процессе кристаллизации, а также при высоких температурах в твердом состоянии.

При кристаллизации жидкий металл шва сначала переходит в жидко-твердое, а затем в твердо-жидкое и, наконец, в твердое состояние.

В твердо-жидком состоянии образуется скелет из кристаллитов затвердевшего металла (твердой фазы), в промежутках которого на­ходится жидкий металл, который в таком состоянии обладает очень низкой деформационной способностью и малой прочностью. Когда металл полностью закристаллизуется, его пластичность и прочность возрастают. Температурный интервал, в котором металл находится в твердо-жидком состоянии, характеризующийся очень низкой проч­ностью и пластичностью, называется температурным интервалом хрупкости.

При охлаждении одновременно с процессами кристалли­зации в этом температурном интервале в связи с усадкой шва и линейным сокращением нагретого металла в шве начинают накап­ливаться внутренние деформации, которые приводят к образованию горячих трещин.

Горячие трещины могут образовываться как вдоль, так и попе­рек шва.

Холодные трещины — локальные межкристалличес­кие разрушения, образующиеся в сварных соединениях преимущест­венно при нормальной температуре, а также при температурах ниже 200°С.

Причины холодных трещин при сварке:

· охрупчивание металла вследствие закалочных процессов при быстром его охлаждении;

· остаточные напряжения, возникающие в сварных соединениях;

· повышенное содержание водорода в сварных швах, который усиливает неблагоприятное действие первых двух главных причин.

1. Машинное время при фрезеровании.

Время, в течение которого происходит процесс снятия стружки без непосредственного участия рабочего, называется машинным временем (например, на фрезерование плоскости заготовки с момента включения механической продольной подачи до момента ее выключения). Машинное время Т при фрезеровании определяется по формуле, общей для всех видов обработки:  Тм = (L/sм)i  где L — длина перемещения инструмента или заготовки (с учетом врезания и перебега), мм;  i — число проходов;  sм — минутная подача инструмента или заготовки, мм/мин.   В свою очередь длина перемещения (рис. 258)  L = l+y+Δ.  где l — длина обрабатываемой заготовки, мм;  L — величина (путь) врезания, мм;  Δ — величина перебега (выхода) фрезы, мм.

Величина врезания 1 определяется по формулам: для цилиндрических, дисковых, отрезных и фасонных фрез (рис. 258, а}, а также для торцовых фрез при несимметричном фрезеровании (рис. 258, б):  у = √t(D — t),  для торцовых и концевых фрез при симметричном фрезеровании (рис. 258, в): У = (D-√D3-t2)/2, для торцовых фрез при несимметричном фрезеровании (рис. 258, г):  y = D/2 — √c(D — с). Величину перебега Δ выбирают в зависимости от диаметра фрезы в пределах 2 — 5 мм.

1. Автоматизация процесса сварки плавящимся электродом.

Цикл начинается с операции «Возбуждение дуги». Для надежного возбуждения дуги применяют способ отрыва конца электродной проволоки от свариваемого изделия в момент включения сварочного напряжения на автомате источнике питания. Перед началом сварки конец электродной проволоки подводят к детали до получения с ней электрического контакта. При включении автомата появляется сварочное напряжение между свариваемым изделием и электродной проволокой и запускается двигатель механизма подачи, который начинает отводить конец электродной проволоки от детали, возбуждая дугу. По мере отвода конца электродной проволоки напряжение на дуге возрастает, и когда оно достигает определенной величины, двигатель реверсируется и начинает подавать электродную проволоку в зону дуги. Время этой операции на циклограмме обозначено t1. После возбуждения дуги начинается операция «Сварка», во время которой в зону дуги подается электродная проволока и перемещается сварочная каретка. Длительность операции, обозначенная на циклограмме t2, зависит от длины шва и скорости сварки. После окончания операции «Сварка» происходит растяжка дуги, осуществляется она путем прекращения подачи электродной проволоки в зону дуги без выключения сварочного напряжения. Под действием напряжения дуга продолжает гореть, и конец электродной проволоки оплавляется, растягивая дугу до тех пор, пока она не оборвется. При обрыве дуги выключается сварочное напряжение. Время операции «Растяжка дуги» обозначено на циклограмме t3 На рис. 8.3, б представлена функциональная схема системы управления циклом сварки. При замыкании выключателя S через реле включения контактора РВК включается контактор источника питания КИП, подавая сварочное напряжение на электрод. В это же время с помощью системы управления электроприводом подачи проволоки СУЭП и устройства реверса двигателя УРД запускается двигатель подачи проволоки ДПП. Конец электродной проволоки отводится от детали, дуга возбуждается, и напряжение на ней (Уд начинает увеличиваться. Через схему совпадения И напряжение дуги подается на пороговое устройство ПУ, которое срабатывает при достижении напряжением заранее установленного значения. Сработав, пороговое устройство запускает через систему управления электроприводом каретки СУЭК двигатель перемещения каретки ДПК и с помощью устройства реверса УРД реверсирует ДПП. С этого момента начинается подача электродной проволоки в зону дуги и происходит сварка. По окончании сварки элемент S выключают, и двигатель ДПП останавливается, прекращая подачу проволоки. Останавливается также и двигатель ДПК, так как пороговое устройство вернулось в исходное состояние из-за снятия сигнала со входа схемы И выключателем S. Контактор КИП продолжает оставаться включенным, потому что РВК снабжено устройством задержки на отпускание УЗО. Происходит растяжка дуги. По истечении времени t3, определяемого УЗО, реле РВК обесточивается, и контактор КИП отключает сварочное напряжение. На этом цикл работы заканчивается.

studfiles.net

Мероприятия по уменьшению деформаций при сварке

ВНУТРЕННИЕ УСИЛИЯ И ДЕФОРМАЦИИ ПРИ СВАРКЕ

Образование остаточных напряжений и деформаций при сварке вызывается появлением внутренних усилий при местном нагреве металла. Оба эти явления находятся во взаимной связи, но проявляются при сварке конструкций в различной степени и во — многих случаях в противоположных направлениях.

В изготовленных без заметных искривлений сварных конст­рукциях остаточные напряжения растяжения часто достигают весьма высоких значений. Наоборот, в сильно деформированных при сварке конструкциях остаточные напряжения растяжения могут быть невелики. Вследствие этого, некоторые мероприятия по уменьшению остаточных деформаций будут противоположны мероприятиям по уменьшению остаточных напряжений.

Мероприятия по уменьшению деформаций можно разделить на три вида: 1) конструктивные, 2) технологические, проводимые в процессе сварки и 3) технологические, проводимые после сварки.

Основное внимание при изготовлении сварных конструкции обычно уделяется конструктивным и технологическим мероприя­тиям, выполняемым в процессе сварки. Главная задача этих мероприятий состоит в том, чтобы не допустить искривления продольной и поперечной осей конструкции и избежать выпучи­вания или волнистости листов от потери устойчивости.

К конструктивным мероприятиям относятся следующие:

1. Сечение швов не должно быть больше, чем требуется по условиям прочности, так как это увеличивает активную зону, а следовательно, и активные внутренние усилия.

2. Швы необходимо располагать по возможности ближе к осям, проходящим через центр тяжести изделия, или на самих осях, чтобы уменьшить плечи моментов от действия активных внутренних усилий.

3. Каждую пару параллельных швов следует располагать в одной плоскости, проходящей через центральную ось изделия, чтобы моменты от активных внутренних усилий швов уравно­вешивались и не порождали искривления конструкции относи­тельно этой оси.

4. Количество швов в конструкции должно быть по возмож­ности меньшим, в целях снижения усадочных усилий, действу­ющих на конструкцию.

5. Припуски деталей на усадку должны быть установлены правильно, чтобы после оварки размеры конструкции соответ­ствовали проектным.

6. Для ограничения угловой деформации, т. е. выхода дета­лей из плоскости соединения, необходимо уменьшать угол рас­кроя V-образных швов или применять Х-о:бразные швы при больших толщинах свариваемых листов.

7. Предусматривать в кондукторах зажимы для правильной установки деталей. при сборке, причем характер действия. зажи­мов должен обеспечивать свободное перемещение деталей в их плоскости по направлению поперечной усадки и препятствовать угловой деформации. Действие жестких зажимов должно обес­печивать создание требуемых ограничений в зависимости от хода деформации.

8. В конструкциях коро-бчатого сечения и плоских, имеющих замкнутые контуры сварных швов, с целью ограничения возмож­ных вьгпучин или вогнутостей в листовых деталях от потери устойчивости, необходимо предусматривать ріаспорки, диафраг­мы или ребра жесткости.

К технологическим мероприятиям по уменьшению де­формаций, проводимым в процессе сварки, относятся сле­дующие.

1. Режим сварки необходимо выбрать таким, чтобы ширина активной зоны была по возможности меньшей. Для равномер­ного нагрева металла по толщине целесообразно повышать плот­ность тока, чтобы провар металла был глубоким.

Глубокий провар поясных швов тавра и стыковых соединений способствует выравниванию поперечной усадки по толщине шва и уменьшает угловую деформацию.

В некоторых случаях при выполнении второго из двух сим­метричных относительно оси изделия швов целесообразно повы­шать режим сварки для увеличения активной зоны, с тем чтобы усилиями второго шва полностью устранить прогиб, вызванный наложением первого шва.

2. Швы следует выполнять в таком порядке, при котором деформация от предыдущего шва ликвидируется обратной дег формацией после наложения последующего шва.

Противоположные параллельные швы целесообразно выпол­нять одновременно или попеременно участками.

3. Обратноступенчатый метод сварки вызывает меньшие де­формации, так как внутренние усилия, порождаемые усадкой металла, действуют на сравнительно небольшие области метал­ла и к тому же они на соседних участках направлены в проти­воположные стороны.

4. Проковка швов в процессе сварки заметно уменьшает де­формации. Последний облицовочный слой шва проковывать не рекомендуется, чтобы не вызвать появления трещин на поверх­ности шва.

5. Предварительный подогрев всего свариваемого изделия снижает остаточные напряжения и уменьшает остаточные де­формации.

6. Искусственное охлаждение разогретого. металла теплоот­водящими подкладками или проточной водой уменьшает актив­ную зону и снижает продольную усадку. Однако такое меро* приятие при одностороннем действии может вызвать неравно­мерность нагрева по толщине металла и способность появлению угловой деформации.

7. Для устранения прогиба імож’но применять предваритель­ный выгиб свариваемых изделий. Это компенсирует усадку шва после освобождения изделия от изгибающих усилий и таким об­разом понижает остаточные напряжения и деформации.

8. Сжатие шва перед началом остывания понижает деформа­ции. Это имеет место при электроконтактной и газопрессовой сварках.

Выдавливание расплавленного ’металла. после нагрева умень­шает активную зону, ‘поэтому остаточные напряжения и дефор­мации ’снижаются.

9. Стыки тонколистовых соединений для резервуаров и обо­лочек целесообразно сваривать на магнитных стендах. Послед­ние не препятствуют поперечной усадке в плоскости листов и предотвращают угловую деформацию. Последующая вальцов­ка полотнищ для придания им цилиндрической формы в значи­тельной мере устраняет угловые деформации и местное выпу­чивание.

10. При сварке тонких листов по замкнутому контуру средняя’ область листа, подвергаясь всестороннему сжатию от действия усадочных усилий вдоль шва, выпучивается от потери устойчи­вости. Для предотвращения выпучивания целесообразно перед сваркой производить местный подогрев средней области. Если привариваемый лист имеет четырехугольный контур, то после подогрева средней области листа необходимо отдельные швы выполнять от середины к концам.

11. Для уменьшения коробления и предупреждения появле­ния волнистости на свободной кромке широкого листа при при­варке его ‘второй кромки к какой-либо детали, у свободной кромки прихватывают временные жесткости в виде уголков или полос.

12. Сварка деталей в закрепленном положении и кондукто­рах снижает остаточные деформации.

13. Для устранения выпучивания или волнистости в тонко­листовых элементах сварной конструкции весьма эффективным является предварительное растяжение листов и приварка их в растянутом состоянии к другим элементам конструкции или сварка в растянутом состоянии между собой. удлинений в волокнах активной зоны. После освобождения конструкции от закреплений остаточ­ные деформации образуются только внутренними усилиями уп­ругого действия металла в холодном состоянии, следовательно, они будут меньше, чем при накапливании деформаций в про­цессе всего периода остывания сварных швов.

Для устранения деформаций после ‘сварки — применяется хо­лодная и горячая правка сварных конструкций. Холодная правка основана на растяжении укороченных уча­стков и мест сварной конструкции до проектных размеров — и форм. …

могут быть самые разнообразные и зависят от характера соединений и вида конструкции, применяемых методов сварки, режима нагрева, механических характеристик и химического состава сваривае­мых металлов. Как правило, для уменьшения пиков остаточных …

msd.com.ua

---

Смотрите также

• Газовой сварки область применения
• Глаза болят после сварки чем лечить в домашних условиях
• Контактная сварка для аккумуляторов своими руками
• Аппараты для сварки пластиковых труб
• Сварка электродуговая
• Сварка схема точечная
• Виды сварки основные
• Сварка флюс
• Дуговая сварка под флюсом
• Подготовка металла к сварке включает в себя следующие процессы
• Центратор для сварки труб

Повышение — скорость — сварка

Cтраница 2

Скорость сварки в большой мере зависит от квалификации сварщика; с повышением скорости сварки возрастает необходимый сварочный ток и минимально необходимый расход аргона, поэтому режимы сварки могут меняться в широких пределах.  [16]

Влияние диаметра электрода ( а и напряжения на дуге ( б на зависимость тока сварки.  [17]

Швы с катетом 8 мм сваривают в лодочку для улучшения формирования шва и повышения скорости сварки.  [18]

Схема метода автоматической сварки в защитных газах со сложными колебаниями электрода соответственно профилю разделки кромок стыкового соединения ( метод СК. а — продольный разрез вертикального соединения. б — движение электрода. / — медная пластина, формирующая обратный шов. 2 — наплавленный слой. S — основной металл. 4 — электрод. 5 — заходные валики.  [19]

Уменьшение угла раскрытия кромок сказывается положительно на сокращении расхода наплавляемого электродного металла, повышении скорости сварки, уменьшении угловых деформаций.  [20]

Производительность автоматической сварки ( по сравнению с ручной) увеличивается за счет повышения силы сварочного тока,

повышения скорости сварки, уменьшения количества наплавляемого металла и возможности варить швы большого сечения в один проход.  [21]

При малых скоростях сварки ( 1 — 1 5 м / ч) глубина провара минимальная. Повышение скорости сварки до некоторого значения приводит к увеличению глубины провара. Дальнейшее возрастание скорости приводит к уменьшению глубины провара. В пределах наиболее часто применяемых режимов сварки глубина провара изменяется незначительно с изменением скорости сварки.  [22]

Распределение температур ( а и П. 16 6. Такого же принципа остаточных напряжений ( б в сварном соеди.  [23]

С увеличением силы тока ширина зоны упругопластических деформаций увеличивается, поэтому деформации сварного соединения, как правило, с увеличением тока возрастают.

Повышение скорости сварки приводит к сужению этой зоны и, следовательно, к уменьшению величины сварочных деформаций.  [24]

Скорость сварки оказывает влияние на положение столба дуги по отношению к поверхности сварочной ванны, что способствует изменению формы шва. При повышении скорости сварки наблюдается отклонение столба дуги в сторону, обратную перемещению электрода. Это приводит к некоторому увеличению горизонтальной составляющей давления дуги на расплавленную ванну, что оттесняет ее из-под оси электрода. Поэтому глубина проплавления основного металла растет до определенного предела, а татем уменьшается. С увеличением скорости сварки ширина проплавления непрерывно падает, причем в относительно больших размерах, чем глубина проплавления. Поэтому коэффициент формы провара шва с уве-личением скорости сварки снижается, но доля участия основного, металла в шве непрерывно растет. Небольшая скорость сварки при-водит к получению излишне широкого валика, а большая — способствует появлению краевых несплавлений.  [25]

Снижение тепловой мощности дуги ( ручная сварка) или увеличение скорости охлаждения уменьшает величину зон расплавления и термического влияния, увеличивает температурный градиент ( крутизну кривой падения температуры) и способствует появлению закалочных структур, а следовательно, и появлению холодных трещин. Так же действуют повышение скорости сварки ( без увеличения тепловой мощности дуги) и сварка при низкой температуре. Во время сварки при низкой температуре возможность хрупких разрушений усугубляется уменьшением вязкости и пластичности основного металла. Однако сварка хорошего качества при низких температурах вполне возможна.  [26]

Снижение тепловой мощности дуги ( ручная сварка) или увеличение скорости охлаждения уменьшает величину зон ра сплавления и термического влияния, увеличивает температурный градиент ( крутизну кривой падения температуры) и способствует появлению закалочных структур, а следовательно, и появлению холодных трещин. Так же действуют повышение скорости сварки ( без увеличения тепловой мощности дуги) и сварка при низкой температуре. Во время сварки при низкой температуре возможность хрупких разрушений усугубляется уменьшением вязкости и пластичности основного металла. Однако сварка хорошего качества при низких температурах вполне возможна. Весьма существенное значение имеет тщательное выполнение концов шва без подрезов и других мест концентрации напряжений. Большинство повреждений сварных конструкций при низких температурах вовремя сварки или после сварки связано с концентрацией напряжений у подрезов металла и непроваров, а также с появлением холодных трещин. Сварка при низких температурах снижает ударную вязкость металла, не отражаясь на его временном сопротивлении.  [27]

Для обычных режимов при сварке конструкционных углеродистых сталей под кремнемарганцовистыми флюсами по экс перименталышм данным qHM может быть принят равным 30 кал / см — сек. Следует отметить, что при повышении скорости сварки и увеличении количества электродов ( для данной толщины металла) величина днм возрастает.  [28]

Самоходный аппарат А-639 для автоматической дуговой сварки под флюсом.  [29]

Существуют различные схемы процесса многоэлектродной дуговой сварки ( см.

гл. I и II), применяемые с целью повышения скорости сварки, для наплавочных работ и для других специальных задач.  [30]

Страницы:      1    2    3    4

Влияние режима сварки на характер и величину остаточных напряжений

СВАРОЧНЫЕ ДЕФОРМАЦИИ И НАПРЯЖЕНИЯ

г00 I а

Рис. 60. Зависимость напряжений на свободной кромке от силы тока и ско­рости сварки.

Пользуясь приведенными выше эпюрами (рис. 54), можно установить влияние режима сварки на напряжения, вызываемые сваркой в любом волокне по­лосы. На рис. 60 приведены кривые изменения напряже­ний’ в крайнем продольном волокне (противоположном валику) полосы шириною h= 100 мм. Характер этих кри­вых напоминает характер кри­вых изменения кривизны по­лосы, приведенных на рис.

57.

Если же обратиться к иссле­дованиям Розенталя и Цабрса, то они представили зависи­мость этих напряжений от мощ­ности дугии скорости сварки в виде прямых, привеленныхнарис.61. Однако, если экспериментальные точки, относящиеся к различ­ным скоростям сварки, соединить плавными кривыми (рис. 62), то характер последних будет вполне соответствовать характеру кривых (рис. 60). Таким образом, по Розенталю и Цабрс, на­пряжения непрерывно возрастают с увеличением мощности, тогда как из кривых теоретических (рис. 60) и эксперименталь­ных (рис. 62) следует, что после достижения напряжениями максимальной величины при некоторой критической силе тока (или мощности) дальнейшее повышение силы тока приводит к понижению напряжений. При этом наибольшая величина на­пряжений не превосходит предела текучесіи, а критическая величина силы тока тем больше, чем больше скорость сварки.

В экспериментальных исследованиях Розенталя и Цабрса были определены напряжения и в волокнах под валиком. Однако разбросанность экспериментальных точек (рис. нанлавке со скоростью

Рис. (Л. Зависимость напряжений’’ на» свободной кромке полосы от мощности! дуги, по Розенталю и Цабрсу. л

0,665 см! сек.)-

hBtv ‘

Однако, располагая тео­ретическими данными о рас­пределении конечных де­формаций и напряжений (рис. 54), нетрудно уста­новить искомую зависи­мость напряжений под ва­ликом от режима сварки. Как отмечалось выше, на­пряжения в том или ином волокне определяются раз­ностью деформаций X’ и Д, если эта последняя не пре­вышает деформаций ел, со­ответствующих пределу те­кучести. Предполагая, что разность X’—Д’ для волокна под валиком представляет собою только упругие деформации, пропорциональные им напряжения изобразились бы для различ­ных режимов сварки кривой ОАБВГ (рис. 64). Так как в дей­ствительности разность в отдельных случаях зна­чительно превышает де­формации єт, то напряже­ния на участках, где ординаты кривой ОАБВГ превышают предел теку­чести.

будут оставаться постоянными, равными пределу текучести (Ух, в связи с чем действитель­ная зависимость напря­жений под валиком от силы сварочного тока представится кривой

012Б34Г. С увеличением рис 52. Зависимость напряжений от мощ — скорости сварки напря — ности дуги по экспериментальным данным, жения будут достигать

предела текучести (при растяжении) при больших силах тока и при более сильных токах переходить из растягивающих в сжи­мающие. Для очень больших скоростей сварки обычные силы сварочного тока будут давать только первый участок 012 пред­ставленной выше зависимости.

Если, учитывая полученный характер зависимости от режима сварки напряжений под валиком, соединить экспериментальные точки (полученные после вертикальной разрезки) соответствую-
тими ломаными линиями, то, как видно из рис. 65, полученная теоретическим путем закономерность полностью подтверждается экспериментальными данными, а точка, вызывавшая наибольшие сомнения исследователей, расположится в полном соответствии с установленной зависимостью. І

663-

іесле — ЬертпиУалЬнйіт оазdcзо 3 t

‘

p

нг/’см1

Рис. 63. Зависимость » ‘напряжений под валиком от мощности дуги, по Розенталю и Цабрсу.

Из приведенных на рис. 60 и 64 зависимостей видно, что если напряжения на кром­ке, противоположной валику (рис. 60), всегда остаются одного знака и меняются от режима сварки только по ве­личине, то напряжения под валиком меняются и по вели­чине и по знаку. Таким обра­зов, могут существовать два типа эпюр напряжений: при малых силах тока или при больших скоростях сварки, т. е. при режимах, создаю­щих малую ширину зоны на­грева, эпюра напряжений будет иметь растяжение под вали­ком; при больших силах тока или малых скоростях сварки, т. е. при режимах, приводящих к относительно большой ширине зоны нагрева,—эпюра напряжений будет иметь сжатие в волок­нах под валиком.

При оценке этого или иного режима сварки, очевидно, сле­дует отдавать предпочтение режимам, приводящим ко второму

Рис. 64. Зависимость напряжений иод валиком от силы тока и скорости сварки по теоретическим данным.

типу эпюры напряжений, так как при первом типе эпюры большей частью имеют место не только упругие, но и пластические деформации растяжения, т. е. пластические свойства металла

v-‘Jt12cM/c6H О, IЧем/сен У V v=0,20 см/се,

частично оказываются исполь­зованными еще при изготовлении изделия. Поэтому, говоря о влия­нии режима сварки на напря­жения, необходимо сравнить не только величину напряжений (пропорциональных упругим де­формациям), но и величину пла­стических деформаций растяже­ния, которые в большей мере, чем напряжения, отражаются на работоспособности изделия. Так например, в случае выполнения сварки со скоростью, ко­торой соответствует кривая изменения напряжений 012Б34Г (рис. 64) при силе тока в 50 а и при силе тока в 100 а напря­жения в волокне под валиком будут одинаковыми и равными as. Однако при выполнении сварки током

пределу текучести
в 50 а работоспособность полосы будет понижена по сравнению со случаем сварки током в 100 а, так как в последнем случае пластические деформации будут почти отсутствовать, тогда как в первом случае они будут достигать значительной величины. Если условно напряжения определять не по величине упругих деформаций, а по суммарной величине упругих плюс пластиче­ских деформаций, то можно сказать, что в рассматриваемом случае при сварке током в 50 а напряжения будут примерно в 3 раза больше, чем при сварке током в 100 а. При таком условном пони­мании напряжений зависимость их от силы тока может быть выра­жена следующим образом: при изменении силы тока от нуля до не­которой критической величины напряжения растяжения растут,

■■	L-	-г	от	1 і «згз °і	J
. в *650	А-	J’/iH	7?см/іек	j
Й	336 0 ‘t	Р. 7/ /	pV,!	/і>	1
1	* * 0 665			1
/ /			1	Г
/					j

О ■и/;м

О I г 3 и 5 6 7 # піт

Рис. 65. Зависимость напряжений под валиком от мощности дуги по экспери­ментальным данным.

после чего, с дальнейшим уве­личением силы тока, напря­жения уменьшаются, дости­гают нуля и затем переходят в напряжения сжатия. С уве­личением скорости сварки критическая сила тока и сила тока, соответствующая нуле­вым напряжениям, увеличи­ваются. Поэтому, рассматри­вая наибольшие силы тока до критической его величины (рис. 64), придется признать справедливыми приведенные в начале § 19 выводы

Патона Е. О. с сотрудниками; рассматривая изменения силы тока от критического его значе­ния до соответствующего нулевым напряжениям, слелует со­гласиться с Боленратом; наконец, рассматривая изменения на­пряжений при изменении силы тока в обе стороны от крити­ческого его значения, можно принять формулировку Бюлера, согласно которой слишком высокая и слишком низкая силы тока приводят к уменьшению усадочных напряжений. Таким образом, все выводы, полученные при экспериментальных исследованиях, укладываются в намеченную зависимость и являются ее част­ными значениями.

Как отмечалось выше, при стыковании на монтаже двух сек­ций конструкции условия для выполнения сварки являются наиболее тяжелыми. Выполнение сварки всего сечения одно­временно— совершенно невозможно, а поэтому после наложения части швов …

Если на общие деформации сварных конструкций большое влияние оказывает последовательность наложения отдельных швов, то на местные деформации и деформации из плоскости свариваемых листов существенное влияние оказывает метод выполнения каждого шва.  …

Как отмечалось выше, при сварке сложных составных сече­ний и конструкций характер возникающих деформаций зависит от порядка наложения швов. Поэтому одним из основных средств борьбы с деформациями при изготовлении сварных конструкций …

Влияние условий ограничения на остаточные напряжения при сварке в образцах для испытаний на растрескивание Н-типа

Материалы (Базель). 2019 сен; 12(17): 2700.

Опубликовано в Интернете 23 августа 2019 г. doi: 10.3390/ma12172700

Информация об авторе Примечания к статье Информация об авторских правах и лицензии Отказ от ответственности определенное значение для конкретных материалов и процессов сварки. Сварочные остаточные напряжения (WRS) могут сильно зависеть от условий закрепления сварных конструкций. Для оценки склонности к растрескиванию сварных швов в испытаниях на растрескивание широко использовались небольшие щелевые соединения Н-образного типа. Тем не менее, все еще трудно решить, можно ли сварить реальный крупногабаритный компонент без образования трещин, даже если испытанные образцы с трещинами сварного шва в лабораторных масштабах могут быть сварены без образования трещин. В этом исследовании используется интенсивность фиксации, которая количественно указывает, насколько сустав сдавлен. Влияние состояния удержания (интенсивности ограничения) на WRS систематически исследуется с использованием как численного моделирования, так и экспериментального метода. Достижение, полученное в текущей работе, очень полезно для разработки эффективных образцов для испытаний на самосдерживающееся растрескивание Н-типа для оценки чувствительности материала и процедур сварки к растрескиванию сварных швов в реальных крупногабаритных компонентах.

Ключевые слова: растрескивание сварных швов, сварочные процессы, сварочные остаточные напряжения, интенсивность защемления, условия защемления, численное моделирование

Дуговая сварка обычно используется для соединения конструкционной стали в строительстве, морских сооружениях и мостах [1]. Остаточные напряжения (ОН) неизбежно возникают в сварном соединении из-за неоднородной пластической деформации, вызванной подводом тепла дугой [2,3]. ВКР оказывает очевидное влияние на зарождение и последующий рост трещин [4,5]. Для оценки безопасности и целостности сварных конструкций очень важно знать распределение и величину WRS в процессе проектирования.

Хорошо известно, что на распределение и величину WRS могут влиять многие факторы, такие как типы соединений, геометрия пластин, свойства материалов, параметры сварки и условия закрепления [6]. Среди этих факторов большое влияние на WRS оказывает состояние закрепления сварной конструкции [7]. Ограничение может быть либо внешним по отношению к зажимам (креплениям), либо быть самоиндуцированным собственной формой сварных конструкций, таких как многоколонные конструкции [8]. Таким образом, понимание влияния условий ограничения на величину и распространение WRS стало критически важным на практике.

В последние годы влияние условий ограничения на WRS было в центре внимания и изучалось с использованием как экспериментального метода [9], так и метода конечных элементов (МКЭ) [10,11,12,13]. Тенг и др. [14] изучали влияние внешнего механического защемления на поперечный RS в стыковых соединениях. Они обнаружили, что величина поперечного RS в ущемленном суставе выше, чем в свободном суставе. Leggatt [15] обобщил основные факторы, влияющие на WRS в сварных конструкциях. Он указал, что степень ограничения варьируется в зависимости от направления и положения в сварном шве, что приводит к сложному распределению WRS в сварных соединениях толстолистового металла. Лю и др. [16] исследовали влияние удерживающей силы на WRS. Их работа показала, что поперечный RS вдоль осевой линии сварного шва, очевидно, увеличивается с увеличением сдерживающей силы. Хайнце и др. В работе [17] численно и экспериментально продемонстрировано развитие ВРП в условиях высокой жесткости в многопроходном сварном соединении. Они установили, что в пришовной области поперечный ОН увеличивается из-за поперечных ограничений усадки, но поперечное сдерживание усадки почти не влияет на продольные ОН. Хенсел и др. [18] проанализировали особенности распределения WRS в стесненных и ненагруженных сварных соединениях и обобщили факторы, влияющие на стеснение. Фараджян [19] сравнил WRS в крупномасштабной сварке с соответствующими значениями в мелкомасштабном испытательном образце. Он показал, что только величина WRS параллельно смещается в положительном направлении для крупномасштабного образца из-за более высокой структурной жесткости в крупномасштабном образце, что приводит к увеличению степени ограничения.

Несмотря на то, что для изучения влияния условий закрепления на WRS было использовано множество численных моделей и экспериментов, применение этих результатов сварки в лабораторных масштабах для анализа растрескивания сварных швов в реальных крупномасштабных конструкциях ограничено. Это в основном связано с тем, что постоянная проблема заключается в подтверждении степени ограничения реальной крупномасштабной сварки, которая на практике может быть ограничена различными структурными элементами и будет работать при множественных условиях ограничения [2,20]. Поэтому определение взаимосвязи между тенденцией к растрескиванию и степенью ограничения в сварном шве имеет важное значение.

Для оценки склонности к растрескиванию сварных швов было проведено множество испытаний на растрескивание [20]. Тем не менее, по-прежнему трудно подтвердить, можно ли сваривать реальный компонент без образования трещин, даже если образцы для испытаний на растрескивание небольшого размера в лабораторных масштабах могут быть соединены без образования трещин [20]. Сато и др. [2] предложили интенсивность фиксации, которая количественно указывает, насколько сустав ущемлен. Интенсивность стеснения может определять степень стеснения как в испытательном образце трещинообразования (мелкомасштабном), так и в реальной сварной конструкции (крупномасштабном), что позволяет перенести состояние стеснения реальной сварной конструкции на простой испытательный шов. в лабораторных масштабах [2,20].

Хотя существует неограниченное количество факторов, приводящих к растрескиванию сварного шва, трещина сварного шва возникает, когда индуцированное растягивающее напряжение в точке превышает критическое значение с механической точки зрения [2]. В этом случае, если образцы для испытаний на растрескивание в лабораторных масштабах с высоким WRS могут быть сварены без образования трещин, можно ожидать, что материал и параметры сварки, примененные в ходе испытаний, также могут быть успешно использованы в реальных конструкциях без образования трещин. Поэтому очень важно систематически выяснять влияние интенсивности ограничения на WRS в образцах для испытаний на растрескивание в первую очередь.

В качестве модели для фундаментальных исследований был взят широко используемый самофиксирующийся образец H-типа [20,21]. Для систематического изучения влияния условий закрепления на WRS с использованием программного обеспечения Simufact.welding 7.0 [22] была проведена серия термических, металлургических и механических численных анализов. Кроме того, были проведены эксперименты по измерению тепловых циклов и WRS для проверки.

2.1. Самофиксирующийся механизм Н-образного щелевого соединения

Модель простого Н-образного самофиксирующегося образца схематично показана на рис. Из видно, что в пластине сделаны две щели, перпендикулярные направлению сварки. Здесь геометрия пластины L _p и B _p — длина и ширина листа соответственно. Размеры этих двух щелей одинаковы, а геометрия щели l _s и b _s представляют длину и ширину щели соответственно. Кроме того, l _w — это длина сварного шва, а b _m — ширина края листа. Следует отметить, что толщина листа и факторы, влияющие на сварной шов (параметры сварки, сварочные материалы, тип разделки и т. д.) для опытного (мелкомасштабного) и реального (крупногабаритного) образца одинаковы.

Открыть в отдельном окне

Самофиксирующийся образец простого Н-типа.

Защемленный механизм Н-образного щелевого соединения схематично показан на . Образец Н-типа можно разделить на две части, часть 1 и часть 2, как показано в а. Часть 2 содержится в Части 1, это означает, что поперечное расширение и усадка (в направлении y ) сварного шва в Части 2 были внешне ограничены Частью 1. Необходимо отметить, что сварной шов в Части 2 не имеет внешнее закрепление в продольном направлении (в x -направление) здесь из-за наличия прорезей, как показано на . Хорошо известно, что максимальное продольное остаточное напряжение обычно близко или равно пределу текучести, но максимальное поперечное остаточное напряжение довольно мало [3]. В основном это связано с тем, что стеснение в продольном направлении намного сильнее, чем в поперечном направлении [3]. Было бы более целесообразно исследовать влияние изменения поперечной жесткости на WRS, особенно на поперечную RS. Поэтому для исследования была выбрана текущая модель H-типа [21]. Кроме того, Часть 2 не полностью жестко закреплена, а частично удерживается Частью 1 в поперечном направлении. Взаимосвязь ограничения между Частью 1 и Частью 2 может быть схематически выражена как набор пружин, как показано на b. Пружинная константа сдерживания — это интенсивность сдерживания ( k _s ) [20,21], который количественно представляет ограничение на усадку сварного изделия. k _s щелевого образца H-типа [20, 21] определяется выражением

ks=Els·(1+lw2bm)

(1)

bm=Bp-lw-2·bs2

(2)

где E — модуль Юнга. На основании уравнений (1) и (2) k _s можно выразить как

ks=Els·(1+lwBp-lw-2·bs)

(3)

Открыть в отдельном окне

Схематическое изображение самофиксирующегося механизма Н-образного щелевого образца: ( a ) Комбинация Н-образного щелевого соединения; ( b ) соединение, удерживаемое комплектом пружин.

Из уравнения (3) видно, что k _s в основном определяется E и геометрическими параметрами. Геометрические параметры здесь: l _w , l _s , b _s и B _p , как показано на рис.

Поскольку E (модуль Юнга) можно рассматривать как известный параметр, если материал определен, k _s просто варьируется с геометрическими параметрами. Кроме того, цель прорезей, сделанных здесь, состоит в том, чтобы позволить сварному шву в продольном направлении быть свободным от внешнего ограничения, а значение b _s относительно невелико. Кроме того, влияние b _s на WRS может быть отражено влиянием l _w . Таким образом, b _s здесь тоже можно рассматривать как известное значение. Внимательно наблюдая за , можно увидеть, что диапазон изменения l _w связан с B _p . Точно так же число l _s связано с L _p . Таким образом, если геометрия плиты (L _p , B _p ) разумна и фиксирована, влияние степени защемления (интенсивность защемления, k _s ) на WRS можно полностью отобразить, просто изменив l _w и l _s . На основании вышеприведенного анализа состояние сдерживания (интенсивность сдерживания, k _s ) изменяется только за счет изменения l _w или l _s в настоящем исследовании.

2.2. Влияние направления защемления на остаточные напряжения

Поскольку здесь изменение состояния защемления происходит в поперечном направлении, как показано на , можно ожидать, что на величину поперечного RS может непосредственно влиять изменение

0033 k _s здесь. Благодаря исследованию влияния длины сварного шва на WRS, проведенному DeGarmo et al. [23], можно узнать, что продольное остаточное напряжение может достигать своего экстремального значения (предела текучести), если длина шва больше критической длины шва [23], как видно из . Критическая длина шва увеличивается пропорционально ширине зоны пластической деформации [24], которая также прямо пропорциональна к _с . Таким образом, максимальное продольное остаточное напряжение может быть затронуто косвенно, даже если условия закрепления здесь изменяются в поперечном направлении.

Открыть в отдельном окне

Влияние длины шва на продольное остаточное напряжение (из [23]): ( a ) Распределение продольного остаточного напряжения; ( b ) максимальное продольное остаточное напряжение.

Основным металлом является обычно используемая конструкционная сталь S355N, а присадочным материалом является G4Si1 (стандарт EN 440). Измеренный химический состав стали S355N показан на рис. Измеренная кривая напряжения-деформации для этого материала после испытания на растяжение показана на рис. Измеренный предел текучести основного металла (феррито-перлитная фаза) составляет около 356 МПа. Расчетная геометрия пластины здесь показана на , и это 500 мм × 250 мм × 5 мм. Перед сваркой пластину нагревали примерно до 600°С со скоростью примерно 5°С/мин в течение одного часа с последующим охлаждением в печи до комнатной температуры (около 20°С) в атмосфере аргона для устранения начального напряжения, вызванного производственным процессом. После термообработки как продольное, так и поперечное распределения КР вдоль линии 1 (см. ) были измерены методом рентгеновской дифракции, и экспериментальные результаты показаны на . Из видно, что как продольное, так и поперечное СО были близки к 0 МПа. Образец был сварен методом газовой вольфрамовой дуговой сварки (GTAW) на роботе DALEX VARIO TIG 400. описывает последовательность наплавки, а направления сварки прохода 1 и прохода 2 совпадают. обеспечивает применяемые параметры сварки. Межпроходная температура была ниже 150°C. Обратите внимание, что макет был сварен без каких-либо внешних приспособлений.

Открыть в отдельном окне

Измеренная кривая деформации основного металла.

Открыть в отдельном окне

Размеры экспериментального макета: ( a ) Принципиальная схема; ( b ) экспериментальный образец.

Открыть в отдельном окне

Измеренное распределение продольных и поперечных остаточных напряжений по линии 1 после термообработки.

Таблица 1

Измеренный химический состав стали S355N.

. группа . Здесь ТС — это аббревиатура термопары. После сварки методом рентгеновской дифракции измеряли ВОП по линии 1 на верхней поверхности среднего сечения (см. ).

Таблица 3

Расположение термопар типа К.

Elements	C	Si	Mn	P	S	Cu
Value	0. 121	0.315	1.42	0.0108	0.0039	0.0449
Elements	Mo	Ni	Al	Ti	Cr	Fe
Value	0. 0017	0.0204 9Таблица 2 Пропуск Ток (I/A) Платеж (U/V) Скорость сварки (мм/с) Скоро 132 13,0 1,67 9,25 Pass 2 132 13,0 1,67 9,25 ОТКРЫТИЯ В отдельном окне

Number	Distance from Fusion Line (mm)
TC-1 (Top surface)	2.42
TC-2 (Bottom surface)	1.95

Открыть в отдельном окне

показывает конечно-элементную модель. Размер этой модели такой же, как у экспериментального образца. Чтобы сбалансировать точность моделирования и время расчета, более мелкая сетка была разработана только в сварном шве и рядом с ним, как показано на рис. Модель конечных элементов была сеткой, состоящей из 26,496 элементов и 33 926 узлов. Наименьшая сетка составляет около 0,5 мм × 0,5 мм × 2,5 мм. При численном анализе применялся тип элемента 7 (восьмиузловой кубический элемент) [22].

Открыть в отдельном окне

Сетка конечных элементов и механические граничные условия.

4.1. Термический анализ

Классический двойной эллипсоидный объемный источник тепла Голдака был применен для расчета температурного поля сварки [10]. Используемые тепловые свойства были взяты из базы данных материалов Simufact.welding, как показано в [22]. Необходимо отметить, что исходный материал и присадочная проволока предполагались с одинаковыми материальными свойствами. При моделировании учитывалась скрытая теплота, при этом значение скрытой теплоты составило 256,4 Дж/г [22]. Учитывались также потери тепла за счет конвекции и излучения [22]. Коэффициент конвективной теплопередачи (ч) составил 20 Вт/(м ² ·К), а коэффициент эмиссии (ε) составил 0,6 [22]. При этом комнатная температура составляла около 20 °С, металлургическая температура плавления принималась равной 1500 °С, а пиковая температура, достигавшая зоны термического влияния (ЗТВ), составляла от 750 до 1500 °С [3,25].

Открыть в отдельном окне

Тепловые свойства стали S355 в зависимости от температуры (из [22]): ( a ) Теплопроводность; ( b ) удельная теплоемкость.

4.2. Механический анализ

Показано механическое граничное условие для предотвращения движения твердого тела. В настоящем исследовании твердофазное превращение (ТФП) рассматривалось для стали S355 [22,25]. Диффузионное преобразование моделировалось кинематическим уравнением Джонсона-Меля-Аврами-Колмогорова (JMAK) [26,27,28]. Из-за используемой модели JMAK использовалась диаграмма время-температура-превращение (ТТТ) в сочетании с применением понятия фиктивного времени и принципа аддитивности Шейла для отслеживания эволюции фаз во время неизотермического диффузионного превращения. Преобразование смещения имитировалось уравнением связи Койстинена–Марбургера (КМ) [29].]. Используемые механические свойства были взяты из базы данных материалов Simufact.welding, как показано в [22]. Обратите внимание, что материальные свойства генерируемой фазовой смеси определялись по правилу линейной смеси. Деформационное упрочнение не учитывалось при моделировании здесь [25].

Открыть в отдельном окне

Механические свойства стали S355 в зависимости от температуры (из [22]): ( a ) Коэффициент теплового расширения; ( b ) модуль Юнга; ( c ) предел текучести.

4.3. Смоделированные случаи

Как проанализировано в Разделе 2.1, изменения в условиях ограничения вызваны изменением l _s и l _w в этом исследовании. Разработанные варианты моделирования здесь показаны на . В России эти случаи делятся на четыре группы. В каждой группе l _s варьируется, в то время как l _w остается постоянным. Кроме того, эти случаи также могут быть перегруппированы. Случаи A-1, B-1, C-1 и D-1 можно собрать в новую группу с именем группа 1. Затем l _s корпусов группы 1 составляет 20 мм, а l _w варьируется от 45 до 105 мм. Аналогичным образом можно создать группы 2–5.

Таблица 4

Варианты моделирования с различной длиной сварного шва ( l _w ) и длиной разреза ( l _s ).

Ящики		l w (длина сварного шва)	l s (длина щели 3) 9 00251
group A	case A-1	45	20
	case A-2		50
	case A-3		100
	case A-4		200
	case A-5		300
group B	case B-1	65	20
	case B-2		50
	case B-3		100
	case B-4		200
	case B-5		300
group C	case C-1	85	20
	case C-2		50
	case C-3		100
	case C-4		200
	case C-5		300
group D	case D-1	105	20
	case D-2		50
	case D-3		100
	case D-4		200
	case D-5		300

Open in отдельное окно

5.

1. Поле Welding Temperature Field

сравнивает размеры сварного шва в среднем сечении, рассчитанные для случая B-1, с экспериментальными результатами. В случае как форма, так и размер ЗТВ и ЗТВ, рассчитанные по варианту Б-1, хорошо согласуются с измерениями. сравнивает смоделированные и измеренные истории температуры в точках TC-1 и TC-2 (см. ). В температурные циклы показывают удовлетворительное соответствие между предсказаниями и измерениями. сравнивает рассчитанные доли фаз с эмпирическими значениями, полученными из прогнозного программного обеспечения Weldware, используя измеренный химический состав (см. ) и скорость охлаждения Δt _8/5 время (см. ). В прогнозы очень хорошо совпадают с эмпирическими значениями. Хорошо известно, что химические составы у одних и тех же марок сталей часто различаются, что может влиять на термические свойства [30]. Поскольку непосредственное измерение свойств материала для данного материала требует больших затрат времени и средств, наиболее часто используемый метод численного моделирования заключается в проведении измерений тех же марок стали из опубликованных научных статей, обычно включенных в коммерческие базы данных материалов конечно-элементного программного обеспечения. Это может быть основной причиной небольшого отклонения между прогнозируемой и измеренной скоростью охлаждения Δt _8/5 время. Тем не менее, для этого отклонения скорости охлаждения Δt _8/5 времени существенных микроструктурных различий не получено. Таким образом, можно сделать вывод, что используемый здесь МКЭ может разумно воспроизводить температурное поле сварки.

Открыть в отдельном окне

Сравнение сварного шва между экспериментом и МКЭ (вариант B-1): ( a ) Проход 1; ( б ) проход 2; ( c ) все проходит.

Открыть в отдельном окне

Сравнение теплового цикла между экспериментом и МКЭ (вариант B-1): ( a ) В месте расположения TC-1; ( б ) на ТК-2.

Таблица 5

Проценты фаз относительно узла в середине FZ.

Phase Fraction (wt. %)	Ferrite-Pearlite	Bainite	Martensite
Case B-1	12	88	0
Empirical value	21	79	0

Открыть в отдельном окне

5.2. Welding Residual Stresses

сравнивает смоделированные и измеренные распределения остаточных напряжений при сварке вдоль линии 1 (см. a). В расчетные продольные и поперечные остаточные напряжения хорошо согласуются с измерениями как по величине, так и по распределению в целом. Поэтому используемый здесь численный метод является надежным.

Открыть в отдельном окне

Распределение остаточных сварочных напряжений вдоль линии 1: ( a ) Продольное остаточное напряжение; ( b ) поперечное остаточное напряжение.

Еще раз подчеркнем, что состояние сдерживания (интенсивность сдерживания, k _s ) изменяется только за счет изменения l _s и l _w в настоящем исследовании (см. раздел 2.1). для подробностей). Поскольку холодные трещины в основном возникают в ЗТ или ЗТВ [20], распределения остаточных сварочных напряжений вдоль линии 2 в ЗТВ и линии 3 в ЗТВ (как показано на ) извлекаются для анализа.

Открыть в отдельном окне

Расположение строк 2 и 3.

6.1. Длина щели (l

_s )

Здесь численно исследовано влияние изменения k _s , вызванного l _s , на WRS. Согласно уравнению (3) и теоретическое влияние l _s на k _s можно найти в . На этом рисунке k _с в каждой группе уменьшается на l _s сначала резко, но затем медленно спадает. Отметим, что изменение условия закрепления здесь происходит в поперечном направлении.

Открыть в отдельном окне

Влияние длины щели ( l _s ) на интенсивность удержания ( k _s ).

сравнивает предсказанные продольные распределения RS вдоль линии 2. Предел текучести сварного шва составляет около 480 МПа на основе правила линейной смеси. Из видно, что величины продольного RS в этих случаях группы А и группы В все ниже предела текучести (480 МПа), а группы С и группы Г достигают максимального значения. Это связано с тем, что продольный RS может достигать своего экстремального значения только в том случае, если длина шва больше критической длины шва, которая прямо пропорциональна k _s (подробности см. в разделе 2.2). Из , можно сделать вывод, что критическая длина сварного шва при изменении на k _s здесь будет больше 65 мм, но меньше 85 мм в данном исследовании.

Открыть в отдельном окне

Открыть в отдельном окне

Распределения продольных остаточных напряжений по линии 2 в случаях каждой группы с различной длиной щели ( l _s ) при длине шва ( l _w ) остается постоянным: ( a ) Группа А; ( б ) группа Б; ( с ) группа С; ( d ) группа D.

описывает смоделированные поперечные распределения RS вдоль линии 2. В , величина поперечного RS уменьшается с увеличением l _s в каждой группе. Это связано с тем, что k _s уменьшается с увеличением l _s , как показано на рис. Уменьшение k _s позволяет увеличить степень свободы деформации и тем самым уменьшить поперечный RS [3,31]. При тщательном наблюдении поперечное распределение RS показывает волну в конце сварного шва, особенно в случае более низкой k _s или более длинный l _s . Это связано с тем, что ширина области более высокой температуры на конце сварного шва шире, чем в начале и в середине сварного шва, как показано на рисунке, что связано с уменьшением площади теплопроводности на конце сварного шва. Поскольку сила усадки прямо пропорциональна температуре сварки, поперечная усадка увеличивается вдоль направления сварки [24]. Тогда поперечная усадка на конце сварного шва будет больше, чем в других местах, если сварному соединению позволено свободно деформироваться. Однако поперечная усадка части 2 была внешне ограничена частью 1, как показано на рис. В этом случае на конце сварного шва может быть получена более высокая ограниченная пластическая деформация, что приводит к более высокому поперечному RS [3,31]. Поэтому поперечное распределение ОН образует здесь волнообразную форму на конце сварного шва.

Открыть в отдельном окне

Открыть в отдельном окне

Распределения поперечных остаточных напряжений по линии 2 в случаях каждой группы с различной длиной щели ( l _s ) при длине шва ( l _w ) остается постоянным: ( a ) Группа A; ( б ) группа Б; ( с ) группа С; ( d ) группа D.

Открыть в отдельном окне

Контур распределения пиковой температуры в случае Б-3.

Поскольку закономерности распределения поперечного ОН в этих группах аналогичны, на график нанесено только поперечное распределение ОН по линии 3 в ЗТВ (см. ), предсказанное этими случаями в группе С. Из можно найти, что величина поперечного RS также уменьшается с увеличением l _s в целом. Кроме того, максимальные поперечные RS в этих случаях достигают или близки к пределу текучести.

Открыть в отдельном окне

Распределение поперечных остаточных напряжений по линии 3 в корпусах группы С.

6.2. Длина сварного шва (l

_w )

В этом разделе влияние изменения k _s , вызванного l _w , на WRS было исследовано с использованием МКЭ. Теоретическое влияние l _w на k _s показано на графике . Из видно, что k _s уменьшаются линейно с увеличением l _w . Кроме того, очевидно, что скорость спуска k _s уменьшается с увеличением l _s .

Открыть в отдельном окне

Влияние длины шва ( l _w ) на интенсивность защемления ( k _s ).

освещает предсказанные продольные распределения ОН вдоль линии 2. Из , можно найти, что тенденция изменения продольного распределения ОН, вызванная изменением степени защемления в этих группах, сопоставима. Здесь а взято в качестве примера для описания механизма распространения продольных ОН. Из а видно, что величина продольного RS в случае А-1 наименьшая, в случае Б-1 увеличивается, но все же меньше максимального значения (480 МПа), а в случае С-1 и случае D-1 достигают предела текучести. Это связано с тем, что все длины сварных швов в случаях A-1 и B-1 меньше критической длины сварного шва, а в случаях C-1 и D-1 больше критической длины сварного шва (см. раздел 2.2). Детали).

Открыть в отдельном окне

Открыть в отдельном окне

Распределения продольных остаточных напряжений вдоль линии 2 в случаях каждой группы с различной длиной шва ( l _w ) при длине щели ( l _s ) остается постоянным: ( a ) Группа 1; ( б ) группа 2; ( с ) группа 3; ( d ) группа 4; ( e ) группа 5.

показывает смоделированные поперечные распределения RS вдоль линии 2. Из видно, что величина поперечного RS в этих случаях каждой группы уменьшается с увеличением на л _ш . Это связано с тем, что k _s уменьшается с увеличением l _w , как показано на рис. При внимательном сравнении можно увидеть, что максимальная разница величины поперечного RS в каждой группе уменьшается от группы 1 к группе 5. Это связано с разной скоростью спуска k _с в этих группах, как видно на .

Открыть в отдельном окне

Открыть в отдельном окне

Распределения поперечных остаточных напряжений по линии 2 в случаях каждой группы с различной длиной шва ( l _w ), а длина щели ( l _s ) поддерживается постоянной: ( a ) Группа 1; ( б ) группа 2; ( с ) группа 3; ( d ) группа 4; ( e ) группа 5.

описывает поперечные распределения RS вдоль линии 3, предсказанные теми случаями в группе C. В , величины поперечного RS вдоль линии 3 в этих случаях достигают или близки к пределу текучести, а распределения поперечных СО почти одинаковы.

Открыть в отдельном окне

Распределение поперечного остаточного напряжения по линии 3 в случаях группы 3.

С механической точки зрения трещина в сварном шве возникает, если создаваемое растягивающее напряжение/деформация в точке достигает критического значения [2] . На основе разработанного в настоящее время подхода для оценки чувствительности материала и параметров сварки к образованию трещин в сварном шве наилучшей стратегией является выявление случаев с более высокой величиной остаточных сварочных (растягивающих) напряжений в защемленных образцах методом МКЭ, а затем для проведения этих экспериментальных испытаний на растрескивание сварных швов. Если защемленные соединения с более высоким остаточным растягивающим напряжением могут быть сварены без образования трещин в сварном шве, можно ожидать, что использованный материал и процедура сварки в испытании также могут быть успешно применены в реальных конструкциях.

В соответствии с текущим исследованием видно, что условия защемления в мелкомасштабном самофиксирующемся соединении Н-типа могут легко изменяться в широком диапазоне за счет изменения геометрии образца Н-типа. Изменение условия защемления оказывает заметное влияние на величину поперечного остаточного напряжения, которое прямо пропорционально интенсивности защемления до тех пор, пока оно не достигнет предельного значения (предела текучести). Кроме того, изменение условия защемления в поперечном направлении также может влиять на величину продольного остаточного напряжения, но это влияние может проявляться только в модели с меньшей длиной шва, меньшей критической длины шва.

На основании приведенного выше анализа результатов было установлено, что продольный RS может достигать максимального значения, если здесь длина сварного шва превышает 85 мм. Величина поперечных остаточных напряжений уменьшается, если увеличивается длина щели или обычно увеличивается длина сварного шва. Таким образом, случай С-1 с длиной шва 85 мм и длиной щели 20 мм имел самые высокие как продольные, так и поперечные остаточные напряжения в сварном шве. В этом случае, если случай C-1 можно сварить без образования трещин в этом исследовании, можно сделать вывод, что применяемый в настоящее время материал и параметры сварки также могут быть использованы в реальной конструкции.

Высокопрочные конструкционные стали, такие как сталь S690 и S960, для облегчения конструкции все шире применяются в реальном строительстве. Однако эти высококачественные стали, как правило, более чувствительны к растрескиванию сварного шва, чем мягкие стали [32]. Поэтому в ближайшем будущем будут проведены дальнейшие исследования влияния условий закрепления на WRS в высокопрочных сталях.

(1) На величину продольного остаточного напряжения может влиять изменение интенсивности защемления (степени защемления), но это влияние может проявляться только в модели с меньшей длиной шва.

(2) Состояние закрепления оказывает значительное влияние на величину поперечного остаточного напряжения. Причем величина поперечного остаточного напряжения прямо пропорциональна интенсивности защемления до тех пор, пока оно не достигнет предельного значения (предела текучести).

(3) Благодаря этому исследованию становится возможным разработать небольшие образцы для лабораторных испытаний, отражающие влияние условий закрепления на остаточные напряжения при сварке в реальных крупных сварных компонентах.

(4) Достижения, полученные в этом исследовании, очень полезны для разработки эффективных испытаний Н-типа на ограниченное растрескивание для оценки чувствительности конкретного материала и процедур сварки к растрескиванию сварных швов.

Все авторы признательны за поддержку Китайского стипендиального совета (CSC) и Фонда публикаций открытого доступа Технического университета Брауншвейга.

Концептуализация, Дж.С., Дж.Х. и Т.Н.-П.; методология, Дж.С. и Дж. Х.; программное обеспечение, JS; проверка, Дж.С. и Дж. Х.; формальный анализ, J.S., J.H. и Т.Н.-П.; расследование, Дж. С.; ресурсы, Дж.Х. и Т.Н.-П.; курирование данных, JH; написание — подготовка первоначального проекта, J.S. и Дж. Х.; написание — обзор и редактирование, JH, T.N.-P. и К.Д.; визуализация, JS; надзор, Дж.Х., Т.Н.-П. и К.Д.; администрация проекта, Дж. Х.; приобретение финансирования, JH, T.N.-P. и К.Д.

Это исследование не получило никакого внешнего финансирования.

Авторы заявляют об отсутствии конфликта интересов.

1. Судник В. Дуговая сварка. ИнТех; Тула, Россия: 2011. [Google Scholar]

2. Сато К., Уеда Ю., Кихара Х. Современные тенденции исследований ограничивающих напряжений и деформаций в связи с растрескиванием сварных швов. Мир сварки. 1973; 11: 133–156. [Google Scholar]

3. Уэда Ю., Муракава Х., Ма Н. Предотвращение сварочных деформаций и остаточных напряжений. Эльзевир; Амстердам, Нидерланды: 2012. [Google Scholar]

4. Занг В., Гуннарс Дж., Маллинс Дж., Донг П., Хонг Дж. Влияние остаточных напряжений при сварке на смещение раскрытия трещины и параметры вершины трещины. Шведское управление радиационной безопасности; Стокгольм, Швеция: 2009 г. Отчет об исследовании. [Google Scholar]

5. Боккаруссо Л., Арлео Г., Астарита А., Бернародо Б., де Фацио П., Дуранте М., Минутоло Ф., Сепе Р., Сквиллаче А. Новый подход к изучению Влияние морфологии наплавленного валика на усталостные характеристики стыковых соединений Ti-6Al-4V, сваренных лазерным лучом. Междунар. Дж. Адв. Произв. Технол. 2017;88:75–88. doi: 10.1007/s00170-016-8764-4. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

6. Зонди М.К. Факторы, влияющие на вызванные сваркой остаточные напряжения и деформации в сталях для сосудов под давлением, и методы их смягчения: обзор. Дж. Пресс. Судно. Технол. 2014;136:040801. doi: 10.1115/1.4026564. [CrossRef] [Google Scholar]

7. Папазоглу Дж., Масубучи К., Гонгалвес Э., Имакита А. Остаточные напряжения при сварке: компьютерный анализ их образования и последствий; Материалы ежегодного собрания 1982 г.; Нью-Йорк, штат Нью-Йорк, США. 19–23 марта 1982 г. [Google Scholar]

8. Джонс Б., Эмери А., Марбургер С. Аналитическое и экспериментальное исследование влияния параметров сварки на сварные швы плавлением. Сварка. Рез. Доп. 1993; 72: 51–59. [Google Scholar]

9. Россини Н., Дассисти М., Беньюнис К., Олаби А. Методы измерения остаточных напряжений в компонентах. Матер. Дес. 2012; 35: 572–588. doi: 10.1016/j.matdes.2011.08.022. [CrossRef] [Google Scholar]

10. Голдак Дж., Ахлаги М. Вычислительная механика сварки. Springer Science and Business Media; Берлин, Германия: 2005. [Google Scholar]

11. Линдгрен Л. Вычислительная механика сварки. Издательство Вудхед; Sawston, UK: Cambridge, UK: 2007. [Google Scholar]

12. Арментани Э., Эспозито Р., Сепе Р. Влияние термических свойств и предварительного нагрева на остаточные напряжения при сварке. Междунар. Дж. Вычисл. Матер. науч. Серф. англ. 2007; 1: 146–162. doi: 10.1504/IJCMSSE.2007.014870. [CrossRef] [Google Scholar]

13. Арментани Э., Поцци А., Сепе Р. Конечно-элементное моделирование температурных полей и остаточных напряжений в стыковых сварных соединениях и сравнение с экспериментальными измерениями; Материалы 12-й двухгодичной конференции ASME по проектированию и анализу инженерных систем; Копенгаген, Дания. 25–27 июня 2014 г. [Google Scholar]

14. Тэн Т.-Л., Линь К.-К. Влияние условий сварки на остаточные напряжения в стыковых швах. Междунар. Дж. Пресс. Судно. Пип. 1998; 75: 857–864. doi: 10.1016/S0308-0161(98)00084-2. [CrossRef] [Google Scholar]

15. Леггат Р. Остаточные напряжения в сварных конструкциях. Междунар. Дж. Пресс. Судно. Пип. 2008; 85: 144–151. doi: 10.1016/j.ijpvp.2007.10.004. [CrossRef] [Google Scholar]

16. Liu C., Zhang J. X. Исследование влияния внешней сдерживающей силы на остаточные напряжения при сварке с использованием трехмерной модели конечных элементов термоупругого и пластического соединения нескольких тел. проц. Инст. мех. англ. Часть B J. Eng. Произв. 2009 г.;223:1591–1600. doi: 10.1243/09544054JEM1548. [CrossRef] [Google Scholar]

17. Хайнце С., Швенк С., Ретмайер М. Численный расчет развития остаточного напряжения при многопроходной дуговой сварке металлическим электродом в среде с высокими ограничениями. Матер. Дес. 2012;35:201–209. doi: 10.1016/j.matdes.2011.09.021. [CrossRef] [Google Scholar]

18. Hensel J., Nitschke-Pagel T., Ngoula D., Beier H., Tchuindjang D. , Zerbst U. Остаточные сварочные напряжения, необходимые для прогнозирования распространения усталостной трещины и усталости. прочность. англ. Фракт. мех. 2018;198:123–141. doi: 10.1016/j.engfracmech.2017.10.024. [CrossRef] [Google Scholar]

19. Фараджян М. Поведение остаточных напряжений сварки при механической нагрузке. Сварка. Мир. 2013; 57: 157–169. doi: 10.1007/s40194-013-0024-8. [CrossRef] [Google Scholar]

20. Масубучи К., Ич Н. Компьютерный анализ степени жесткости практических стыковых соединений; Материалы 51-го ежегодного собрания AWS; Кливленд, Огайо, США. 8–12 июня 1970 г. [Google Scholar]

21. Масубучи К. Анализ сварных конструкций. Издательство Вудхед; Соустон, Великобритания: Кембридж, Великобритания: 1980. [Google Scholar]

22. Simufact Welding Manual — Tutorial and Instruction, Version 7.0. [(по состоянию на 23 августа 2019 г.)]; 2016 г. Доступно в Интернете: https://www.simufact.com/whats-new-in-v8.html

23. ДеГармо Э., Мериам Дж. , Йоханссен Ф. Эффект длины шва на остаточные напряжения недеформированных стыковых швов. Сварка. Дж. 1946; 25: 485–486. [Google Scholar]

24. Пилипенко А.А., к.б.н. Тезис. Norges Teknisk-Naturvitenskapelige Universitet; Тронхейм, Норвегия: 2001. Компьютерное моделирование остаточного напряжения и деформации толстых листов при многоэлектродной дуговой сварке под флюсом. [Академия Google]

25. Сунь Дж., Хенсел Дж., Классен Дж., Ничке-пагель Т., Дилгер К. Твердофазное превращение и деформационное упрочнение на остаточные напряжения в сварных соединениях из стали S355. Дж. Матер. Процесс. Технол. 2018; 265:173–184. doi: 10.1016/j.jmatprotec.2018.10.018. [CrossRef] [Google Scholar]

26. Джонсон А., Мел Р. Кинетика реакций в процессах зарождения и роста. Транс. Являюсь. Инст. Мин. англ. 1939; 135: 416–458. [Google Scholar]

27. Аврами М. Кинетика фазового перехода. III: Грануляция, фазовый переход и микроструктура. Дж. Хим. физ. 1941;9:177–184. doi: 10.1063/1. 1750872. [CrossRef] [Google Scholar]

28. Колмогоров А. Статистическая теория кристаллизации металлов. Изв. акад. АН СССР Сер. Мат. 1937; 1: 355–359. (In Russian) [Google Scholar]

29. Койстинен Д., Марбургер Р. Общее уравнение, описывающее степень аустенитно-мартенситного превращения в чистых железоуглеродистых сплавах и простых углеродистых сталях. Акта Мет. 1959; 7: 59–60. doi: 10.1016/0001-6160(59)_{-1. [CrossRef] [Google Scholar]}

30. Hildebrand J. Ph.D. Тезис. Баухаус-Университет; Веймар, Германия: 2008 г. Numerische Schweißsimulation-Bestimmung von Temperature, Gefüge und Eigenspannung an Schweißverbindungen aus Stahl- und Glaswerkstoffen. [Академия Google]

31. Ничке-Пагель Т., Дилгер К. Источники и последствия остаточных напряжений при сварке. Матер. науч. Форум. 2014; 783: 2777–2785. doi: 10.4028/www.scientific.net/MSF.783-786.2777. [CrossRef] [Google Scholar]

32. Кубота Н., Миками Ю., Мочизуки М., Хираока К. Численное моделирование влияния расширения при низкотемпературном превращении на остаточное напряжение в образцах для испытаний на холодное растрескивание с различными коэффициентами прочности. Дж. Физ. конф. сер. 2012;379:012054. дои: 10.1088/1742-6596/379/1/012054. [CrossRef] [Google Scholar]

Gale Apps — Технические трудности

Приложение, к которому вы пытаетесь получить доступ, в настоящее время недоступно. Приносим свои извинения за доставленные неудобства. Повторите попытку через несколько секунд.

Если проблемы с доступом сохраняются, обратитесь за помощью в наш отдел технической поддержки по телефону 1-800-877-4253. Еще раз спасибо, что выбрали Gale, обучающую компанию Cengage.

org.springframework.remoting.RemoteAccessException: невозможно получить доступ к удаленной службе [authorizationService@theBLISAuthorizationService]; вложенным исключением является com.zeroc.Ice.UnknownException unknown = «java.lang.IndexOutOfBoundsException: индекс 0 выходит за границы для длины 0 в java.base/jdk.internal.util.Preconditions.outOfBounds(Preconditions.java:64) в java.base/jdk.internal.util.Preconditions.outOfBoundsCheckIndex(Preconditions. java:70) в java.base/jdk.internal.util.Preconditions.checkIndex(Preconditions.java:248) в java.base/java.util.Objects.checkIndex(Objects.java:372) в java.base/java.util.ArrayList.get(ArrayList.java:458) в com.gale.blis.data.subscription.dao.LazyUserSessionDataLoaderStoredProcedure.populateSessionProperties(LazyUserSessionDataLoaderStoredProcedure.java:60) в com.gale.blis.data.subscription.dao.LazyUserSessionDataLoaderStoredProcedure.reQuery(LazyUserSessionDataLoaderStoredProcedure.java:53) в com.gale.blis.data.model.session.UserGroupEntitlementsManager.reinitializeUserGroupEntitlements(UserGroupEntitlementsManager.java:30) в com.gale.blis.data.model.session.UserGroupSessionManager.getUserGroupEntitlements(UserGroupSessionManager.java:17) в com.gale.blis.api.authorize.contentmodulefetchers.CrossSearchProductContentModuleFetcher.getProductSubscriptionCriteria(CrossSearchProductContentModuleFetcher. java:244) на com.gale.blis.api.authorize.contentmodulefetchers.CrossSearchProductContentModuleFetcher.getSubscribedCrossSearchProductsForUser(CrossSearchProductContentModuleFetcher.java:71) на com.gale.blis.api.authorize.contentmodulefetchers.CrossSearchProductContentModuleFetcher.getAvailableContentModulesForProduct(CrossSearchProductContentModuleFetcher.java:52) на com.gale.blis.api.authorize.strategy.productentry.strategy.AbstractProductEntryAuthorizer.getContentModules(AbstractProductEntryAuthorizer.java:130) на com.gale.blis.api.authorize.strategy.productentry.strategy.CrossSearchProductEntryAuthorizer.isAuthorized(CrossSearchProductEntryAuthorizer.java:82) на com.gale.blis.api.authorize.strategy.productentry.strategy.CrossSearchProductEntryAuthorizer.authorizeProductEntry(CrossSearchProductEntryAuthorizer.java:44) на com.gale.blis.api.authorize.strategy.ProductEntryAuthorizer.authorize(ProductEntryAuthorizer. java:31) в com.gale.blis.api.BLISAuthorizationServiceImpl.authorize_aroundBody0(BLISAuthorizationServiceImpl.java:57) на com.gale.blis.api.BLISAuthorizationServiceImpl.authorize_aroundBody1$advice(BLISAuthorizationServiceImpl.java:61) на com.gale.blis.api.BLISAuthorizationServiceImpl.authorize(BLISAuthorizationServiceImpl.java:1) в com.gale.blis.auth.AuthorizationService._iceD_authorize(AuthorizationService.java:97) в com.gale.blis.auth.AuthorizationService._iceDispatch(AuthorizationService.java:406) в com.zeroc.IceInternal.Incoming.invoke(Incoming.java:221) в com.zeroc.Ice.ConnectionI.invokeAll(ConnectionI.java:2706) на com.zeroc.Ice.ConnectionI.dispatch(ConnectionI.java:1292) в com.zeroc.Ice.ConnectionI.message(ConnectionI.java:1203) в com.zeroc.IceInternal.ThreadPool.run(ThreadPool.java:412) в com.zeroc.IceInternal.ThreadPool. access$500(ThreadPool.java:7) в com.zeroc.IceInternal.ThreadPool$EventHandlerThread.run(ThreadPool.java:781) в java.base/java.lang.Thread.run(Thread.java:834) » org.springframework.remoting.ice.IceClientInterceptor.convertIceAccessException(IceClientInterceptor.java:348) org.springframework.remoting.ice.IceClientInterceptor.invoke(IceClientInterceptor.java:310) org.springframework.remoting.ice.MonitoringIceProxyFactoryBean.invoke(MonitoringIceProxyFactoryBean.java:71) org.springframework.aop.framework.ReflectiveMethodInvocation.proceed(ReflectiveMethodInvocation.java:186) org. springframework.aop.framework.JdkDynamicAopProxy.invoke(JdkDynamicAopProxy.java:215) com.sun.proxy.$Proxy151.authorize(Неизвестный источник) com.gale.auth.service.BlisService.getAuthorizationResponse(BlisService.java:61) com.gale.apps.service.impl.MetadataResolverService.resolveMetadata(MetadataResolverService.java:65) com.gale.apps.controllers.DiscoveryController.resolveDocument(DiscoveryController.java:57) com.gale.apps.controllers.DocumentController.redirectToDocument(DocumentController.java:22) jdk. internal.reflect.GeneratedMethodAccessor246.invoke (неизвестный источник) java.base/jdk.internal.reflect.DelegatingMethodAccessorImpl.invoke(DelegatingMethodAccessorImpl.java:43) java.base/java.lang.reflect.Method.invoke(Method.java:566) org.springframework.web.method.support.InvocableHandlerMethod.doInvoke(InvocableHandlerMethod.java:205) org.springframework.web.method.support.InvocableHandlerMethod.invokeForRequest(InvocableHandlerMethod.java:150) org.springframework.web.servlet.mvc.method.annotation.ServletInvocableHandlerMethod.invokeAndHandle(ServletInvocableHandlerMethod. java:117) org.springframework.web.servlet.mvc.method.annotation.RequestMappingHandlerAdapter.invokeHandlerMethod (RequestMappingHandlerAdapter.java:895) org.springframework.web.servlet.mvc.method.annotation.RequestMappingHandlerAdapter.handleInternal (RequestMappingHandlerAdapter.java:808) org.springframework.web.servlet.mvc.method.AbstractHandlerMethodAdapter.handle(AbstractHandlerMethodAdapter.java:87) org.springframework.web.servlet.DispatcherServlet.doDispatch(DispatcherServlet.java:1067) org.springframework.web.servlet.DispatcherServlet.doService(DispatcherServlet. java:963) org.springframework.web.servlet.FrameworkServlet.processRequest(FrameworkServlet.java:1006) org.springframework.web.servlet.FrameworkServlet.doGet(FrameworkServlet.java:898) javax.servlet.http.HttpServlet.service(HttpServlet.java:626) org.springframework.web.servlet.FrameworkServlet.service(FrameworkServlet.java:883) javax.servlet.http.HttpServlet.service(HttpServlet.java:733) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.internalDoFilter(ApplicationFilterChain.java:227) org. apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.doFilter(ApplicationFilterChain.java:162) org.apache.tomcat.websocket.server.WsFilter.doFilter(WsFilter.java:53) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.internalDoFilter(ApplicationFilterChain.java:189) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.doFilter(ApplicationFilterChain.java:162) org.apache.catalina.filters.HttpHeaderSecurityFilter.doFilter(HttpHeaderSecurityFilter.java:126) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.internalDoFilter(ApplicationFilterChain.java:189) org. apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.doFilter(ApplicationFilterChain.java:162) org.springframework.web.servlet.resource.ResourceUrlEncodingFilter.doFilter(ResourceUrlEncodingFilter.java:67) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.internalDoFilter(ApplicationFilterChain.java:189) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.doFilter(ApplicationFilterChain.java:162) org.springframework.web.filter.RequestContextFilter.doFilterInternal (RequestContextFilter.java:100) org.springframework.web.filter.OncePerRequestFilter.doFilter(OncePerRequestFilter.java:117) org. apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.internalDoFilter(ApplicationFilterChain.java:189) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.doFilter(ApplicationFilterChain.java:162) org.springframework.web.filter.OncePerRequestFilter.doFilter(OncePerRequestFilter.java:102) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.internalDoFilter(ApplicationFilterChain.java:189) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.doFilter(ApplicationFilterChain.java:162) com.gale.common.http.filter.SecurityHeaderFilter.doFilterInternal(SecurityHeaderFilter.java:29) org. springframework.web.filter.OncePerRequestFilter.doFilter(OncePerRequestFilter.java:117) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.internalDoFilter(ApplicationFilterChain.java:189) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.doFilter(ApplicationFilterChain.java:162) org.springframework.web.filter.OncePerRequestFilter.doFilter(OncePerRequestFilter.java:102) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.internalDoFilter(ApplicationFilterChain.java:189) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.doFilter(ApplicationFilterChain.java:162) org. owasp.validation.GaleParameterValidationFilter.doFilterInternal(GaleParameterValidationFilter.java:97) org.springframework.web.filter.OncePerRequestFilter.doFilter(OncePerRequestFilter.java:117) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.internalDoFilter(ApplicationFilterChain.java:189) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.doFilter(ApplicationFilterChain.java:162) org.springframework.boot.web.servlet.support.ErrorPageFilter.doFilter(ErrorPageFilter.java:126) org.springframework.boot.web.servlet.support.ErrorPageFilter.access$000(ErrorPageFilter.java:64) org. springframework.boot.web.servlet.support.ErrorPageFilter$1.doFilterInternal(ErrorPageFilter.java:101) org.springframework.web.filter.OncePerRequestFilter.doFilter(OncePerRequestFilter.java:117) org.springframework.boot.web.servlet.support.ErrorPageFilter.doFilter(ErrorPageFilter.java:119) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.internalDoFilter(ApplicationFilterChain.java:189) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.doFilter(ApplicationFilterChain.java:162) org.springframework.web.filter.FormContentFilter.doFilterInternal (FormContentFilter.java:93) org. springframework.web.filter.OncePerRequestFilter.doFilter(OncePerRequestFilter.java:117) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.internalDoFilter(ApplicationFilterChain.java:189) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.doFilter(ApplicationFilterChain.java:162) org.springframework.boot.actuate.metrics.web.servlet.WebMvcMetricsFilter.doFilterInternal (WebMvcMetricsFilter.java:96) org.springframework.web.filter.OncePerRequestFilter.doFilter(OncePerRequestFilter.java:117) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.internalDoFilter(ApplicationFilterChain. java:189) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.doFilter(ApplicationFilterChain.java:162) org.springframework.web.filter.CharacterEncodingFilter.doFilterInternal (CharacterEncodingFilter.java:201) org.springframework.web.filter.OncePerRequestFilter.doFilter(OncePerRequestFilter.java:117) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.internalDoFilter(ApplicationFilterChain.java:189) org.apache.catalina.core.ApplicationFilterChain.doFilter(ApplicationFilterChain.java:162) org. apache.catalina.core.StandardWrapperValve.invoke(StandardWrapperValve.java:202) org.apache.catalina.core.StandardContextValve.invoke(StandardContextValve.java:97) org.apache.catalina.authenticator.AuthenticatorBase.invoke(AuthenticatorBase.java:542) org.apache.catalina.core.StandardHostValve.invoke(StandardHostValve.java:143) org.apache.catalina.valves.ErrorReportValve.invoke(ErrorReportValve.java:92) org.apache.catalina.valves.AbstractAccessLogValve.invoke(AbstractAccessLogValve.java:687) org. apache.catalina.core.StandardEngineValve.invoke(StandardEngineValve.java:78) org.apache.catalina.connector.CoyoteAdapter.service(CoyoteAdapter.java:357) org.apache.coyote.http11.Http11Processor.service(Http11Processor.java:374) org.apache.coyote.AbstractProcessorLight.process(AbstractProcessorLight.java:65) org.apache.coyote.AbstractProtocol$ConnectionHandler.process(AbstractProtocol.java:893) org.apache.tomcat.util.net.NioEndpoint$SocketProcessor.doRun(NioEndpoint.java:1707) org.apache. tomcat.util.net.SocketProcessorBase.run(SocketProcessorBase.java:49) java.base/java.util.concurrent.ThreadPoolExecutor.runWorker(ThreadPoolExecutor.java:1128) java.base/java.util.concurrent.ThreadPoolExecutor$Worker.run(ThreadPoolExecutor.java:628) org.apache.tomcat.util.threads.TaskThread$WrappingRunnable.run(TaskThread.java:61) java.base/java.lang.Thread.run(Thread.java:834)

Численное и экспериментальное исследование распределения тепла и изменения остаточных напряжений в пакетированных тонких листах электротехнической стали CRNO Пост Вольфрам Сварка в среде инертного газа и холодного металла | J. Micro Nano-Manuf.

Пропустить пункт назначения навигации

Научная статья

Бхушан Ю. Дхармик,

Нитин Кумар Лотре

Информация об авторе и статье

¹ Автор, ответственный за переписку. электронная почта: [email protected]

J. Micro Nano-Manuf . март 2022 г., 10(1): 011003 (20 страниц)

№ статьи: JMNM-22-1006 https://doi.org/10.1115/1.4054538

Опубликовано в Интернете: 15 июня 2022 г.

История статьи

Получено:

23 января 2022 г.

Пересмотрено:

5 мая 2022 г.

Опубликовано:

15 июня 2022 г.

• Просмотры
  • Содержание артикула
  • Рисунки и таблицы
  • Видео
  • Аудио
  • Дополнительные данные
  • Экспертная оценка
• Делиться
  • MailTo
  • Твиттер
  • LinkedIn

• Иконка Цитировать Цитировать

• Разрешения

• Поиск по сайту

Ссылка

Дхармик Б. Ю. и Лотре Н.К. (15 июня 2022 г.). «Численное и экспериментальное исследование распределения тепла и изменения остаточного напряжения в штабелированных тонких листах электротехнической стали CRNO, сварка вольфрамовым электродом в среде инертного газа и сварка холодным металлом». КАК Я. J. Micro Nano-Manuf . март 2022 г.; 10(1): 011003. https://doi.org/10.1115/1.4054538

Скачать файл цитаты:

• Рис (Зотеро)
• Менеджер ссылок
• EasyBib
• Подставки для книг
• Менделей
• Бумаги
• КонецПримечание
• RefWorks
• Бибтекс
• ProCite
• Медларс

панель инструментов поиска

Расширенный поиск

Abstract

В статье представлено численное и экспериментальное исследование укладки тонких холоднокатаных листов электротехнической незернистой (CRNO) стали после вольфрамовой сварки в среде инертного газа (TIG) и с переносом холодного металла (CMT) для прогнозирования эффектов Ток сварки TIG и CMT, влияющий на геометрию сварного шва, температурное поле и распределение остаточных напряжений в тонких многослойных сварных швах. Численное моделирование переходного нелинейного теплового трехмерного (3D) элемента на основе реальных условий сварки было проведено с использованием программного обеспечения ansys с использованием модели движущегося источника тепла на основе трехмерного распределения Гаусса для прогнозирования изменений температуры. В результате термической истории, предоставленной моделью, выполняется механический анализ для определения распределения остаточного напряжения и деформации поверхности в элементе. Значительное увеличение проплавления и ширины шва образцов наблюдалось при увеличении сварочного тока, а также изменении температурного поля в зоне сварки. Более того, как экспериментальные, так и численные данные согласуются в оценке возникновения остаточных напряжений в образцах сварного шва. Представлена ​​численная модель для прогнозирования термомеханического поведения TIG и CMT сварных многослойных структур CRNO в сердечнике статора электродвигателей.

Раздел выпуска:

Научные статьи

Ключевые слова:

анализ методом конечных элементов, электротехническая сталь, тонкие листы, ТИГ, СМТ, сварка

Темы:

Компьютерное моделирование, Нагревать, Стали, стресс, Температура, Сварка, Металлы, Остаточные напряжения, Вольфрам

Ссылки

1.

Окано

,

С.

,

Танака

,

М.

, а также

Мотидзуки

,

М.

,

2011

, “

Моделирование источника тепла на основе физики дуги для численного моделирования остаточных напряжений и деформации сварного шва

”,

Sci. Технол. Сварка. Присоединиться.

,

16

(

3

), стр.

209

—

215

.10.1179/1362171810Y.000000000019

2.

9000 2

9000 2

9000 2

9000 2

9000 2 9000 2

9000 2 9000 2

9000 2 9000 2 9000 2

9000 2

9000 2 9000 2

9000 2 9000 2

9000 2 9000 2 9000 2 9000 2 9000 2 9000 2 9000 2 9000 2 9000 2 9000 2 9000 2 9000 2 9000 2 9000 2

9186.

В. М.

,

Джой Варгезе

,

В. М.

,

Суреш

,

М. Р.

, а также

Шива Кумар

,

Д.

,

2016

, “

Трехмерное моделирование остаточного напряжения, возникающего при сварке труб из нержавеющей стали методом TIG

”,

Procedia Technol.

,

24

(

2016

), стр.

364

—

371

.10.1016/j.protcy.2016.05.049

3.

Schoppa. 2016.05.049

3.

Schoppa.2016.05.059

3.

Schoppa.2016.05.059

3.

.

А.

,

Шнайдер

,

Дж.

,

Вупперманн

,

К. Д.

, а также

Бакон

,

Т.

,

2003

, “

Влияние сварки и склеивания пластин на магнитные свойства неориентированных электротехнических сталей

”,

J. Magn. Магн. Матер.

,

254–255

, стр.

367

—

369

.10. 1016/S0304-8853 (02) 00877-6

4.

Honda

, 60003

4.

Honda

, 60003

4.

Honda

, 60003

4.

.

А.

,

Сенда

,

К.

, а также

Садахиро

,

К.

,

2003

, “

Электротехническая сталь для двигателей электрических и гибридных транспортных средств

»,

Kawasaki Steel Tech.

,

48

(

3

), с.

33

—

38

. https: //www.jfesteel.co.jp/archives/en/ksc_giho/no.488888888888888888888888888888888888888888888888888888888 -033-038.pdf

5.

Петрович

,

Д. С.

,

2010

, “

Листы неориентированной электротехнической стали

”,

Материал. Технол.

,

44

(

6

), стр.

317

—

325

.http: //mit.imt.si/izvodi/mit106/steiner.pdf

6.si/izvodi/mit106/steiner.pdf

6.

6.

6.

6.

6.

6.

6.

6.

6.

6.

6.

6.

6.

6.

6.

6.

6.

6.

6.

6.

6.

6.

6.

6.

6.

6.SI/izvodi/mit106/steiner. Фишер

,

О.

, а также

Шнайдер

,

Дж.

,

2003

, “

Влияние процесса деформации на улучшение качества неориентированной электротехнической стали

”,

J. Magn. Магн. Матер.

,

254–255

, стр.

302

—

306

.10.1016/S0304-8853 (02) 00965-4

7.

Schoppa

, 40003

7.

Schoppa

6, 40003

7.

Schoppa

966, 40003

7.

Schoppa

966-4

7.

Schoppa

966-4

7.

.

А.

,

Шнайдер

,

Дж.

, а также

Вупперманн

,

К. Д.

,

2000

, “

Влияние производственного процесса на магнитные свойства неориентированных электротехнических сталей

”,

J. Magn. Магн. Матер.

,

215–216

, стр.

74

—

78

.10.1016/S0304-8853 (00) 00070-6

8.

Dharmik

,

8.

Dharmik

, 60003

8.

Dharmik

, 60003

8.

Dharmik

, 60003

8.

Dharmik

, 6 0003

8.

Dharmik

.

Б.Ю.

, а также

Лотр

,

Н. К.

,

2020

, “

Оценка производительности CMT над сваркой GTA на тонких листах из электротехнической стали CRNGO

”,

Mater. лат.

,

272

, с.

127901

.10.1016/j.matlet.2020.127901

9.

Васантхараджа

,

стр.

,

Мадуаримуту

,

В.

,

Васудеван

,

М.

, а также

Паланичамы

,

стр.

,

2012

, “

Оценка остаточных напряжений и деформаций в сварных соединениях из нержавеющей стали

”,

Материал. Произв. Процесс.

,

27

(

12

), стр.

1376

–

1381

.10.1080/10426914.2012.663135

10.

Ценг

,

К. Х.

, а также

Хсу

,

С. Ю.

,

2011

, “

Эффективность активированного процесса TIG при сварке сварных швов из аустенитной нержавеющей стали

”,

J. Mater. Процесс. Технол.

,

211

(

3

), стр.

503

—

512

.10.1016/j.jmatprotec.2010.11.003

11.

Tseng

,

11.

Tseng

,

К. Х.

, а также

Чжоу

,

К.П.

,

2002

, “

Влияние импульсной сварки GTA на остаточное напряжение сварного изделия из нержавеющей стали

”,

J. Mater. Процесс. Технол.

,

123

(

3

), стр.

346

—

353

.10.1016/S0924-0136 (02) 00004-3

12.

9000.39.

39136 (02).

.

Д.

,

Лян

,

Ш.

, а также

Муракава

,

Г.

,

2007

, “

Определение сварочной деформации в угловом сварном соединении путем численного моделирования и сравнения с экспериментальными измерениями

»,

J. Mater. Процесс. Технол.

,

183

(

2–3

), pp.

219

–

225

.10.1016/j.jmatprotec.2006.10.013

13.

Deng

,

Д.

, а также

Муракава

,

Г.

,

2006

, “

Численное моделирование температурного поля и остаточного напряжения в многопроходных сварных швах труб из нержавеющей стали и сравнение с экспериментальными измерениями

”,

Расчет. Матер. науч.

,

37

(

3

), с. 0003

14.

Акбари

,

Д.

, а также

Саттари-Фар

,

И.

,

2009

, “

Влияние погонной энергии сварки на остаточные напряжения в стыковых сварных швах разнородных трубных соединений

”,

Межд. J. Трубопроводы сосудов под давлением

,

86

(

11

), стр.

769

–

776

.10.1016/j.ijpvp.2009.07.005

15.

Оуян

,

Г.

,

Чен

,

Х.

,

Лян

,

Ю.

,

Мачевский

,

С.

, а также

Цуй

,

Ж.

,

2019

, “

Обзор высококремнистой стали Fe с содержанием кремния 6,5  вес. % — многообещающий магнитомягкий материал для применения на частотах ниже кГц

”,

J. Magn. Магн. Матер.

,

481

(

1

), стр.

234

—

250

.10.1016/j.jmmm.2019.02.089

16.

Rossini

,

16.

Rossini

,

16.

Rossinm.

,

16.

Rossinm.2019.02.089

16.

.

Н. С.

,

Дасишть

,

М.

,

Беньюнис

,

К.Ю.

, а также

Олаби

,

А.Г.

,

2012

, “

Методы измерения остаточных напряжений в компонентах

»,

Материал. Дес.

,

35

(

2012

), стр.

572

–

588

. 10.1016/j.matdes.2011.08.022

17.

Акбари Мусави

,

6

С.А.А.

, а также

Миресмаейли

,

Р.

,

2008

, “

Экспериментальный и численный анализ распределения остаточного напряжения в процессе сварки TIG для нержавеющей стали 304 L

”,

J. Mater. Процесс. Технол.

,

208

(

1–3

), pp.

383

–

394

.10.1016/j.jmatprotec.2008.01.015

18.

Javadi

,

Ю.

,

Ахлаги

,

М.

, а также

Наджафабади

,

М. А.

,

2013

, “

Использование метода конечных элементов и ультразвукового метода для оценки продольного остаточного напряжения при сварке по толщине в листах из аустенитной нержавеющей стали

”,

Материал. Дес.

,

45

(

2013

), pp.

628

–

642

.10.1016/j.matdes.2012.09.038

19.

Ganesh

,

К. К.

,

Васудеван

,

М.

,

Баласубраманян

,

К. Р.

,

Чандрасекар

,

№

, а также

Васантхараджа

,

стр.

,

2014

, “

Термомеханический анализ сварки ВИГ нержавеющей стали AISI 316 LN Термомеханический анализ сварки ВИГ нержавеющей стали AISI 316 LN

»,

Матер. Произв. Процесс.

,

29

(

8

), pp.

903

–

909

.10.1080/10426914.2013.872266

20.

Chang

,

тел.ч.

, а также

тэн

,

Т. Л.

,

2004

, “

Расчетно-экспериментальные исследования остаточных напряжений стыковых сварных соединений

”,

Вычисл. Матер. науч.

,

29

(

4

), стр.

511

—

522

.10.1016/j.commatsci.2003.12.005

21.

Kong

.12.005

21.

Kong

.12.005

21.

Kontsci.2003.

Ф.

,

Ма

,

Дж.

, а также

Ковачевич

,

Р.

,

2011

, “

Численное и экспериментальное исследование термически индуцированных остаточных напряжений в процессе гибридной лазерной сварки GMA

”,

J. Mater. Процесс. Технол.

,

211

(

6

), pp.

1102

–

1111

.10.1016/j.jmatprotec.2011.01.012

22.

Goldak

,

Дж.

,

Чакраварти

,

А.

, а также

Бибби

,

М.

,

1984

, “

Новая конечно-элементная модель для сварочных источников тепла

”,

Metall. Транс. Б

,

15

(

2

), с.0002 23.

Нгуен

,

Н. Т.

,

Охта

,

А.

,

Мацуока

,

К.

,

Сузуки

,

№

, а также

Маэда

,

Ю.

,

1999

, “

Аналитические решения для переходной температуры полубесконечного тела, подверженного воздействию трехмерных движущихся источников тепла

»,

Сварка. Рез. Доп.

, 78 (8), стр.

265

—

274

.HTTPS: //ninhnguyen.tripod.com/nguyen.pdf

24.

Gannon

,

,

24.

Gannon

,

,

24.

Gannon

,

,

24.

Л.

,

Лю

,

Ю.

,

Пегг

,

№

, а также

Смит

,

М.

,

2010

, “

Влияние последовательности сварки на остаточное напряжение и деформацию в пластинах с плоской жесткостью

”,

Mar. Struct.

,

23

(

3

), стр.

385

—

404

.10.1016/j.marstruc.2010.05.002

25.

Lea

С. Х.

, а также

Чанг

,

К. Х.

,

2014

, “

Сравнительное исследование остаточных напряжений, вызванных кольцевым сварным швом, между сварными швами труб из аустенитной и дуплексной нержавеющей стали

»,

Заявл. Терм. англ.

,

63

(

1

), стр.

140

—

150

. 10.1016/j.applthermaleng.2013.11.001

26. 9. 9.

Длинный

,

Г.

,

Гери

,

Д.

,

Карлье

,

А.

, а также

Маропулос

,

стр.

,

2009

, “

Прогнозирование сварочной деформации в стыковых соединениях тонких листов

”,

Матер. Дес.

,

30

(

10

), pp.

4126

–

4135

. 10.1016/j.matdes.2009.05.004

27.

Deng

,

Д.

,

Луо

,

Ю.

,

Серидзава

,

Г.

,

Шибахара

,

М.

, а также

Муракава

,

Г.

,

2003

, “

Численное моделирование остаточных напряжений и деформаций с учетом эффекта фазового превращения

”,

Пер. JWRI

,

32

(

2

), стр.

325

—

333

.https: //ir.library.osakau.ac.jp/repo/ouka/all/12750/jwrarary.asakau.ac.jp/repo/ouka/all/12750/jwrarary.ac.jp/repo/ouka/all/12750/jwri. .pdf

28.

Чо

,

Ш.

, а также

Ким

,

Дж. В.

,

2002

, “

Анализ остаточных напряжений в сварных соединениях из углеродистой стали с учетом фазовых превращений

”,

Sci. Технол. Сварка. Присоединиться.

,

7

(

4

), стр.

212

–

216

. 10.1179/136217102225004257

29.

Ву

,

C.S.

,

Чжан

,

ХТ

, а также

Чен

,

Дж.

,

2017

, “

Численное моделирование поведения замочной скважины и гидродинамики при гибридной лазерно-газовой дуговой сварке пластин из ферритовой нержавеющей стали

»,

J. Изготовитель. Процесс.

,

25

(

2017

), стр.

235

—

245

.10.1016/ j.jmapro.2016.11.009

30.

66. 11.11.009

30.

666.11.009

30.

666.11.009

30.

6. Core

,

2012

, ThyssenKrupp India Руководство по электротехнической стали , ThyssenKrupp Electrical Steel India Private Limited, Нашик, Махараштра, Индия.

31.

Андероглу

,

О.

,

2004

, Техническое примечание по измерению остаточного напряжения с помощью рентгеновской дифракции Измерение остаточного напряжения с помощью рентгеновской дифракции , Техасский университет A&M, Колледж-Стейшн, Техас.

32.

Вурна

,

стр.

,

Ктена

,

А.

,

Цакиридис

,

ИП

, а также

Христофору

,

Д.

,

2015

, “

Новый подход к точной оценке остаточного напряжения и микроструктуры сварных электротехнических сталей

”,

NDTE Int.

,

71

, с..011

33.

Христофору

,

Д.

,

Вурна

,

стр.

,

Ктена

,

А.

, а также

Свец

,

стр.

,

2016

, “

Об универсальности зависимости магнитных параметров от остаточных напряжений в сталях

»,

IEEE Trans. Магн.

,

52

(

5

), стр.

1

—

6

.10.1109/TMAG.2015.2509642

34.

Национальный Национальный Лабораторный Материал на национальном уровне на национальном уровне на национальном уровне на национальном уровне на национальном уровне на национальном уровне на национальном уровне.

Определение остаточных напряжений методом рентгеновской дифракции , 52 (2), Национальная физическая лаборатория, Теддингтон, Великобритания, стр. 1–77.

35.

Реда

,

Р.

,

Магди

,

М.

, а также

Ради

,

М.

,

2020

, “

Ti – 6Al – 4V Анализ сварного шва TIG с использованием моделирования методом конечных элементов и экспериментальной характеристики

”,

Иран. J. Sci. Техн., пер. мех. англ.

,

44

(

3

), стр.

765

—

782

.10.1007/S40997-019-00287-Y

36.

Singh

, Y

36.

Singh

, Y

36.

.

С.

,

Ядайя

,

№

,

Сумка

,

С.

, а также

Пал

,

С.

,

2014

, “

Численное моделирование остаточного напряжения, вызванного сваркой, в процессе сварки плавлением с использованием адаптивного объемного источника тепла

”,

Proc. Инст. мех. англ. Часть C J. Mech. англ. науч.

, 228 (16), с.

Ф.

, а также

Ковачевич

,

Р.